CN108698120B - 压铸套筒及其制备方法 - Google Patents

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Abstract

一种压铸套筒，所述压铸套筒包括由低热膨胀性金属材料制成的外筒和烧嵌到所述外筒中的内筒；所述外筒的外周表面设置有用于将所述压铸套筒固定至压铸机的固定模具块的凸缘；所述内筒由布置在注入开口侧的低热膨胀性金属材料的前部件和布置为与所述前部件的后端表面紧密接触的基于氮化硅的陶瓷的后部件构成；所述外筒在20℃至200℃具有1x 10‑6/℃至5x10‑6/℃的平均热膨胀系数αA；所述前部件在20℃至200℃具有1x 10‑6/℃至5x 10‑6/℃的平均热膨胀系数αB；αA和αB之间的差为‑1x 10‑6/℃至1x 10‑6/℃；并且所述前部件的轴向长度L1(mm)和内径D内(mm)以及从所述外筒的前端到所述凸缘的后端的距离L2(mm)满足1/3xD内≤L1≤L2+20。

Description

压铸套筒及其制备方法
发明领域
本发明涉及用于将非铁金属比如铝合金等的熔体注入到压铸模具中的压铸套筒以及用于制备压铸套筒的方法。
发明背景
在压铸机中，将供应至套筒的熔融金属(熔体)通过在套筒中可滑动移动的冲头注入到与套筒连通的模具腔中，并且通过冷却凝固以制备压铸制品。因此，套筒的内表面被熔体侵蚀，并且被冲头的滑动磨损。当套筒的内表面被侵蚀和磨损损坏时，熔体进入在套筒和冲头之间的间隙，并且凝固从而增大套筒的滑动阻力，导致低注入速度和因此导致差的产品质量。当使用大量润滑剂来减小套筒和冲头之间的滑动阻力并且防止咬死时，可能发生将杂质比如气体引入到熔体中，导致低的产品质量。
为了减少套筒的内表面的侵蚀和磨损，提出一种具有复合结构的压铸套筒，其中将陶瓷制内筒烧嵌(shrink-fit)到常规的由高强度、低热膨胀性金属材料制成的外筒中。例如，JP 7-246449 A(专利文献1)公开了一种压铸套筒，所述压铸套筒包括烧嵌到由高强度、低热膨胀性金属材料制成的外筒中的由陶瓷比如氮化硅、赛隆陶瓷(sialon)等制成的内筒；所述高强度、低热膨胀性金属材料在室温至300℃之间具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数，并且在室温至600℃之间具有5x 10-6/℃以上的平均热膨胀系数。该压铸套筒在外筒的两端设置有由热作工具钢制成的固定环，并且内筒由固定环轴向地支撑。专利文献1描述了利用具有这样的平均热膨胀系数的高强度、低热膨胀性金属材料，可以容易地进行充分的烧嵌，而没有内筒和外筒的轴向和圆周的移位。
但是，在专利文献1的压铸套筒中，例如当设置在注入开口侧前端(tip)部分中的固定环未被充分冷却时，在该注入开口侧顶端部分中的经受特别高内压的由固有脆性的陶瓷制成的内筒可能遭受损坏比如局部破损和开裂。
JP 2002-192320 A(专利文献2)公开了一种压铸套筒，其包括嵌入外筒中的内筒，与熔融金属接触的所述内筒由在注入开口侧的前部件和设置在所述前部件的后侧的后部件构成；所述前部件由金属材料形成；并且所述后部件由陶瓷材料形成。尽管专利文献2没有描述金属材料的细节，但是作为唯一的实例，其描述了由热作模具钢SKD61制成的外筒，由包含分散在70体积％的Fe-Ni合金基体中的30体积％的氮化硅的陶瓷颗粒的复合金属材料制成的前部件，和由赛隆陶瓷制成的后部件；所述前部件和所述后部件被烧嵌到所述外筒中。其描述了，通过这样的压铸套筒，可以避免前端的局部损坏，由此延长使用寿命，并且减少维护步骤的数量。
但是，因为在专利文献2中例示的压铸套筒使用包含分散在Fe-Ni合金中的低热膨胀性氮化硅陶瓷颗粒的材料用于前部件，所以前部件的热膨胀系数小于外筒(热作模具钢SKD61)的热膨胀系数，并且大于后部件(赛隆陶瓷)的热膨胀系数，使得通过在操作期间的升温，在内筒的前部件和后部件之间的烧嵌可能松开，在它们之间产生间隙或台阶。当停留在间隙或台阶中的铝熔体凝固时，冲头在操作期间碰撞凝固的铝，使得冲头和内筒损坏。因为后部件由陶瓷制成，所以其可能在前部件和后部件之间的边界处遭受损坏比如破损、破裂等。
专利文献2还描述了在前部件和后部件之间的边界优选地位于铝熔体供应开口前方。例如，图1中所示的压铸套筒包括延伸至接近铝熔体供应开口的位置的金属前部件。因为金属前部件的热导率比陶瓷制后部件的热导率高，所以其具有较低的保持铝熔体温度的能力，使得当前部件延伸至接近操作时温度较低的供应开口的位置时，铝熔体在前部件内部在后端侧(接近供应开口)冷却，可能形成凝固片。如果凝固片被引入到压铸产品中，则在产品中会形成冷薄片(cold flake)，使产品有缺陷。当凝固片被引入到在压铸机的套筒中的产品中时形成冷薄片。因为金属前部件在压铸期间在后端侧具有较低的表面温度，所以在产品中可能形成冷薄片。
现有技术文献
专利文献1：JP 7-246449 A
专利文献2：JP 2002-192320 A
发明目的
因此，本发明的一个目的是提供一种压铸套筒，所述压铸套筒包括烧嵌到金属制外筒中的陶瓷制内筒，其可以避免陶瓷制内筒的破损，形成较少的冷薄片，并且防止冲头损坏。
本发明的另一个目的是提供一种用于制备压铸套筒的方法，所述压铸套筒包括烧嵌到外筒中的由具有不同热膨胀系数的前部件和后部件构成的内筒，以使得所述前部件和所述后部件在运行期间紧密连接而不形成间隙。
发明概述
作为鉴于上述目的深入细致的研究的结果，本发明人已经发现，在包括由低热膨胀性金属材料制成的外筒和烧嵌到所述外筒中的内筒的压铸套筒中，通过由低热膨胀性金属材料制成的前部件和陶瓷制后部件构成内筒，并将前部件调整至最佳长度，可以防止陶瓷的破损和冷薄片的形成，同时防止冲头损坏。本发明人已经进一步发现，在将内筒烧嵌到外筒的步骤中，通过冷却烧嵌到外筒中的后部件，然后将前部件烧嵌到外筒的前端部分中，前部件和后部件更紧密地连接，而在操作期间不形成间隙。已经基于这样的发现完成本发明。
因此，本发明的压铸套筒包括由低热膨胀性金属材料制成的外筒和烧嵌到外筒中的内筒；
外筒的外周表面设置有凸缘，所述凸缘用于将压铸套筒固定至压铸机的固定模具块；
内筒由布置在注入开口侧的低热膨胀性金属材料的前部件和布置为与前部件的后端表面紧密接触的基于氮化硅的陶瓷的后部件构成；
外筒在20℃至200℃具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数αA；
前部件在20℃至200℃具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数αB；
αA和αB之间的差为-1x 10-6/℃至1x 10-6/℃；并且
前部件的轴向长度L1(mm)和内径D内(mm)以及从外筒的前端到凸缘的后端的距离L2(mm)满足1/3x D内≤L1≤L2+20。
L1(mm)、D内(mm)和L2(mm)优选地满足1/2x D内≤L1≤L2。
优选的是，形成外筒的低热膨胀性金属材料是基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti；并且形成前部件的低热膨胀性金属材料是基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti。
优选的是，前部件至少在其前端表面和内表面上具有厚度为0.5-5mm的耐磨层；耐磨层由基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成，合金包含0.2-0.7质量％的C、1-7质量％的Cr和1-20质量％的Ni；并且耐磨层从表面到0.5mm的深度的表面层包含0.2-0.7质量％的C、2-7质量％的Cr和1-12质量％的Ni。
耐磨层还可以含有0.5-3质量％的Mo、0.3-1.5质量％的V、8质量％以下的Co、0.5质量％以下的Al、1.5质量％以下的Ti、0.5质量％以下的Si和1.0质量％以下的Mn。
耐磨层优选地在表面上具有150-500μm厚的氮化层。
前部件优选地在外周表面的后端部分中具有小直径部分。
小直径部分优选地是锥形部分。
本发明的用于制备压铸套筒的方法包括将内筒烧嵌到外筒中的步骤；
烧嵌步骤包括将后部件烧嵌到外筒中，将它们冷却，然后将前部件烧嵌到外筒的前端部分中。
本发明的另一用于制备压铸套筒的方法包括：在前部件的至少前端表面和内表面上形成耐磨层的步骤，和将内筒烧嵌到外筒中的步骤；
烧嵌步骤包括将后部件烧嵌到外筒中，将它们冷却，然后将前部件烧嵌到外筒的前端部分中。
优选地通过堆焊形成耐磨层。
优选地通过以下进行前部件的烧嵌：加热前部件要插入到其中的外筒部分的外表面，将前部件插入到外筒部分以使得其邻接后部件，冷却前部件插入到其中的外筒部分的前端侧部分，然后冷却前部件插入到其中的外筒部分的后侧部分。
发明效果
因为在本发明的压铸套筒中，前部件与后部件紧密接触，而在操作期间不形成间隙，所以陶瓷制后部件不大可能破损，并且防止冷薄片的形成，使得压铸套筒表现出出色的耐久性，具有较少的产品缺陷。此外，可以防止冲头损坏。
附图简述
图1(a)是示出本发明的压铸套筒的一个实例的横截面示意图。
图1(b)是放大示出图1(a)的压铸套筒的前端部分的横截面示意图。
图1(c)是放大示出图1(b)的压铸套筒中的前部件的表面部分的横截面示意图。
图2是示出其中使用本发明的压铸套筒的压铸机的主要部分的横截面示意图。
图3是示出本发明的压铸套筒的一个实例的局部横截面图。
图4(a)是示出在本发明的压铸套筒中的前部件和后部件的连接部分的一个实例的横截面图。
图4(b)是示出在本发明的压铸套筒中的前部件和后部件的连接部分的另一个实例的横截面图。
图5是示出在压铸套筒中的外筒的部分A的局部横截面图，在本发明的制备方法中所述部分A被加热用于烧嵌前部件。
优选实施方案描述
以下将参照附图详细说明本发明的实施方案，而无意于限制。除非另外提及，各实施方案的说明适用于其他实施方案。
[1]压铸套筒
(1)结构
图1(a)、1(b)和1(c)例示了压铸套筒1。压铸套筒包括由低热膨胀性金属材料制成的外筒2和烧嵌到外筒2中的内筒3；外筒2在外周表面上设置有用于将压铸套筒1固定至压铸机的固定模具块的凸缘21；内筒3由布置在注入开口侧的前部件4和布置为在前部件4后方紧密接触的后部件5构成；前部件4由低热膨胀性金属材料制成；并且后部件5由基于氮化硅的陶瓷制成。外筒2和前部件4优选地由具有580MPa以上的拉伸强度的高强度、低热膨胀性金属制成。它们优选地由相同材料制成。在本发明中，“前端侧”意指注入开口侧，并且“后端侧”或“后侧”意指与注入开口在轴向上相反的侧。
图2示出其中使用本发明的压铸套筒1的压铸机100的主要部分。压铸机100具有由固定模具块101和可移动模具块102限定的腔(未示出)，压铸套筒1附接至所述腔以通过冲头106将铝等的熔体从压铸套筒1注入到腔中用于铸造。固定模具块101和可移动模具块102分别由固定台板103和可移动台板104支撑，并且可移动模具块102可以沿可移动台板104移动以取出铸造产品。压铸套筒1通过外筒2的凸缘21固定至固定模具块101，压铸套筒1在前端侧从凸缘21起的部分插入到固定模具块101中。与腔连通的短环105附接至压铸套筒1的前端，并且用于注入熔体的冲头106在后端侧插入到压铸套筒1中。
外筒2在后端侧具有开口22，并且后部件5具有与外筒2的开口对齐的开口51。连通的开口22和51构成用于将熔体供应到压铸套筒1中的开口7。外筒2可以具有，例如，90-250mm的内径，150-350mm的外径，和600-1300mm的轴向长度。后端环部件6通过栓61固定至外筒2的后端。
在通过低热膨胀性金属材料形成内筒的前端侧部分(前部件4)的情况下，陶瓷制后部件不暴露于注入开口侧前端，由此防止陶瓷制内筒的损坏。
因为内筒3的后侧部分(后部件5)由基于氮化硅的陶瓷制成，所以其具有出色的对非铁金属比如铝合金等的熔体的耐腐蚀性和耐磨性，导致减少的对套筒的内表面的侵蚀和磨损，大的温度保持功能。因此，在内表面中产生较少的凝固片，由此防止冷薄片的形成。“基于氮化硅的陶瓷”是包含氮化硅晶粒或含有部分溶解于氮化硅晶粒中的Al和O以及含有稀土元素的晶界的赛隆晶粒的烧结体。即，基于氮化硅的陶瓷包括氮化硅陶瓷和赛隆陶瓷。
(2)热膨胀系数
由低热膨胀性金属制成的外筒2在20℃至200℃之间具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数αA。外筒2优选地在20℃至600℃之间具有5x 10-6/℃至10.5x 10-6/℃的平均热膨胀系数。
由低热膨胀性金属制成的内筒3的前部件4在20℃至200℃之间具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数αB。在20℃至600℃之间，前部件4的平均热膨胀系数优选为5x 10-6/℃至10.5x 10-6/℃。由基于氮化硅的陶瓷制成的内筒3的后部件5，例如，在20℃至200℃之间和在20℃至600℃之间具有优选4x 10-6/℃以下，更优选1x 10-6/℃至4x 10-6/℃的平均热膨胀系数。
在20℃至200℃之间，外筒的平均热膨胀系数αA和前部件的平均热膨胀系数αB之间的差为-1x 10-6/℃至1x 10-6/℃。在前部件在20℃至200℃之间具有1x 10-6/℃至5x 10-6/℃的平均热膨胀系数αB，并且αA和αB之间的差在±1x 10-6/℃的情况下，内筒的前部件4的烧嵌不大可能通过在操作期间的升温松开。
在20℃至200℃之间，由基于氮化硅的陶瓷制成的内筒3的后部件5的平均热膨胀系数αC和外筒2的平均热膨胀系数αA之间的差，以及后部件5的平均热膨胀系数αC和前部件4的平均热膨胀系数αB之间的差优选为-1x 10-6/℃至1x 10-6/℃。在前部件4和外筒2由低热膨胀性金属形成的情况下，在使用温度范围(约200℃，前部件4通常在其外部中配备有水冷机构。)中，在20℃至200℃之间，由基于氮化硅的陶瓷制成的后部件5的平均热膨胀系数αC和外筒2的平均热膨胀系数αA之间的差，以及后部件5的平均热膨胀系数αC和前部件4的平均热膨胀系数αB之间的差可以在±1x 10-6/℃内，使得内筒3(包括由低热膨胀性金属制成的前部件4和陶瓷制后部件5)牢固地固定至外筒2而没有松开，在压铸期间不大可能在前部件4和后部件5之间产生轴向间隙和/或径向台阶。因此，可以防止冲头与在间隙或阶梯中凝固的铝的增大阻力的接合，由此防止陶瓷制后部件5在前部件4和后部件5之间的边界中破损。
当在20℃至200℃之间表现出小于1x 10-6/℃的平均热膨胀系数的金属组成构成低热膨胀性金属情况下，低热膨胀性金属具有低的强度和耐久性，不大可能表现出达到580MPa以上的高强度以及禁得起压铸的重复负荷的出色耐久性。当外筒2由这样的低热膨胀性金属形成时，在烧嵌时在外筒2中产生过量的张力应力，导致破损的风险。在20℃至200℃之间平均热膨胀系数大于5x 10-6/℃的情况下，内筒3和外筒2的嵌合松开，使得在压铸期间可能发生后部件5的过早破损以及在前部件4和后部件5之间产生间隙。
当前部件4由在20℃至200℃之间具有小于1x 10-6/℃的平均热膨胀系数的低热膨胀性金属形成时，其不大可能表现出达到580MPa以上的高强度以及禁得起压铸的重复负荷的出色耐久性。因为在20℃至200℃之间大于5x 10-6/℃的平均热膨胀系数提供与陶瓷制后部件5的平均热膨胀系数的大的差，在陶瓷制后部件5的内径和前部件4的内径之间产生大的差(台阶)，导致在压铸期间大的冲头滑动阻力。
由低热膨胀性金属材料制成的外筒2优选地在20℃至600℃之间具有5x 10-6/℃至10.5x 10-6/℃的平均热膨胀系数。因为由低热膨胀性金属制成的外筒2在20℃(室温)至600℃之间表现出大的热膨胀，烧嵌期间在550-600℃的加热温度可以顺利地进行在外筒2和陶瓷制内筒(后部件5)之间的烧嵌操作。
当由低热膨胀性金属制成的外筒2在20℃至600℃之间具有小于5x 10-6/℃的平均热膨胀系数时，不能顺利地进行与内筒3的烧嵌操作。
根据JIS Z 2285-2003的“Method of Measuring Linear Thermal ExpansionCoefficients of Metal Materials(测量金属材料的线性热膨胀系数的方法)”测量两者都由低热膨胀性金属材料制成的外筒和前部件的平均热膨胀系数(对应于平均线性热膨胀系数或平均线性热膨胀比)。根据JIS R 1618-2002的“Measurement of ThermalExpansion of Fine Ceramics by Thermomechanical Analysis(通过热机械分析的精细陶瓷的热膨胀的测量)”测量陶瓷制内筒的平均热膨胀系数。通过使用示差膨胀式热机械分析仪进行平均热膨胀系数的测量。
(3)材料
(a)外筒
形成外筒的低热膨胀性金属材料优选为基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质。使用这样的材料，外筒可以具有增加的强度。更优选的是基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含30-35质量％的Ni、12-17质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和1.5-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质。Al和Ti是沉淀强化元素，有助于强度增加(例如，拉伸强度)。除了Al和Ti之外，可以使用Nb作为沉淀强化元素。可以与Al和Ti一起含有Nb。Nb优选为2-5质量％。
由基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金形成并且进行热处理的外筒具有高强度。热处理可以是，例如，固溶处理(900-1000℃)和随后的老化处理(580-750℃)的组合。例如，外筒优选地在300℃和400℃具有500MPa以上的拉伸强度。在这样的高温强度下，可以充分地保护陶瓷制后部件免受通过将熔体注入到压铸套筒1中产生的内应力的影响。另外，外筒优选地在室温具有15％以上(特别是20％以上)的伸长率，20W/m·K以下的热导率，和130GPa以上的杨氏模量。
(b)内筒的前部件
形成内筒3的前部件4的低热膨胀性金属材料优选为与形成外筒的低温热膨胀性金属材料相同的材料，即基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质。更优选的是基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含30-35质量％的Ni、12-17质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和1.5-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质。
内筒3的前部件4优选地在至少前端表面4a和内表面4b上具有耐磨层41。耐磨层41优选地由基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成，所述合金包含0.2-0.7质量％的C、1-7质量％的Cr和1-20质量％的Ni，余量为Fe和不可避免的杂质。形成耐磨层41的基于Fe-C-Ni-Cr的合金由于细微分散的碳化物而具有高的耐磨性，并且因为分散于合金中的碳化物不与熔融的非铁金属反应而具有出色的耐侵蚀性。基于Fe-C-Ni-Cr的合金还可以含有0.5-3质量％的Mo、0.3-1.5质量％的V、8质量％以下的Co、0.5质量％以下的Al、1.5质量％以下的Ti、0.5质量％以下的Si和1.0质量％以下的Mn，以及另外的0.04质量％以下的P和0.03质量％以下的S。基于Fe-C-Ni-Cr的合金还可以含有0.1-4质量％的W。因为前部件4的金属成分(低热膨胀性金属材料)扩散到如之后描述的耐磨层41中，所以耐磨层41的金属组成在厚度方向上不均匀。因此，耐磨层41的金属组成在本文中意指耐磨层41的整体组成。
耐磨层41优选地由冶金结合形成，前部件4和耐磨层41的材料通过所述冶金结合扩散至彼此。耐磨层41的厚度优选为0.5-5mm，更优选2-3mm。当其小于0.5mm时，耐磨层41不大可能具有充足的耐腐蚀性。因为耐磨层41由热膨胀系数比前部件4的热膨胀系数大的材料制成，所以大于5mm厚的前部件4作为整体表现出大的热膨胀，导致在耐磨层41和由基于氮化硅的陶瓷制成的后部件5之间的大的热膨胀差。因此，后部件5的烧嵌强度在使用期间可能降低。在本发明的压铸套筒中，因为非铁金属比如铝合金的熔体与前部件4的前端和内表面以及后部件5的内表面直接接触，所以耐磨层41仅需要形成在至少前部件4的前端表面4a和内表面4b上，不过耐磨层也可以形成在后端和外周表面上。
耐磨层41从表面到0.5mm的深度的部分，即耐磨层41的表面层41s[参见图1(c)]，优选地含有0.2-0.7质量％的C、2-7质量％的Cr和1-12质量％的Ni。因为耐磨层41通过它们的材料相互扩散的方法与前部件4结合，所以在前部件4和耐磨层41的结合区域中，前部件4中的金属成分大量地扩散到耐磨层41中，并且耐磨层41中的金属成分大量地扩散到前部件4中。然而，远离结合区域的耐磨层41的表面层41s含有较少的由前部件4扩散的金属成分。在表面层41s的C、Cr和Ni的量在上述范围的情况下，耐磨层41的表面具有较好的耐腐蚀性和耐磨性。
在小于0.2质量％的C的情况下，表面层41s具有低的耐腐蚀性，由于过早侵蚀而使前部件具有较短的寿命。另一方面，大于0.7质量％的C降低韧性，容易造成破裂和剥落。在小于2质量％的Cr的情况下，表面层41s具有低的耐腐蚀性，由于过早侵蚀而使前部件具有较短的寿命。另一方面，大于7质量％的Cr降低韧性，容易造成破裂和剥落。在小于1质量％的Ni的情况下，表面层41s具有低的抗热震性，可能遭受热破裂。另一方面，大于12质量％的Ni降低耐腐蚀性，由于过早侵蚀和由此的过早磨损造成低的耐磨性，导致前部件的较短寿命。其进一步降低可加工性，导致较高的生产成本。C、Cr和Ni在表面层41s中的更优选量分别为0.3-0.5质量％、3-5质量％和2-8质量％。
耐磨层41优选地在表面上具有150-500μm厚的氮化层(未示出)。因为由基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成的耐磨层41含有对氮具有强亲和力的Cr，所以氮容易扩散到合金中，由此形成含有大量氮化物的氮化层。由于在最外层上形成的氮化铁，氮化层不与熔融金属反应。由于上述原因，在结构具有由具有出色耐侵蚀性的基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成的耐磨层，且在与熔融非铁金属接触的最外表面上形成氮化层的情况下，可以避免由于与熔融非铁金属的反应造成的侵蚀。即使氮化层的一部分在操作期间磨损，具有高耐腐蚀性的基于Fe-C-Ni-Cr的合金耐磨层也对侵入的熔融金属的侵蚀有抵抗力，使得可以防止快速侵蚀。可以通过对耐磨层41的表面进行氮化处理比如硫氮共渗、氮碳共渗、气体渗氮、软气渗氮、等离子体渗氮等来形成氮化层。在它们中，硫氮共渗优选地由于S而改善润滑，导致减小的冲头滑动阻力。
(c)内筒的后部件
内筒的后部件由基于氮化硅的陶瓷制成。如上所述，作为包含氮化硅晶粒或含有部分溶解于氮化硅晶粒中的Al和O以及含有稀土元素的晶界的赛隆晶粒的烧结体形式的基于氮化硅的陶瓷包括氮化硅陶瓷和赛隆陶瓷。基于氮化硅的陶瓷在20℃至200℃之间具有1x 10-6/℃至4x 10-6/℃的平均热膨胀系数，并且在操作期间几乎没有形变，表现出高的可密封性。因此，它们防止金属熔体的侵入，使得可以避免磨损。此外，这些陶瓷对非铁金属比如铝合金等的熔体具有出色的耐腐蚀性和耐磨性，可以减少对注入套筒的内表面的侵蚀和磨损。
(4)前和后部件的结构
前部件4的轴向长度L1(mm)和内径D内(mm)以及从外筒2的前端到凸缘21的后端21a的距离L2(mm)满足下式：1/3x D内≤L1≤L2+20(参见图3)。当前部件4的轴向长度L1小于1/3xD内时，外筒2对前部件4的烧嵌力太低以致前部件4可能在操作期间轴向移动，导致在前部件4和后部件5之间的间隙，并且陶瓷制后部件5的前部(注入开口侧)可能损坏。另外，当前部件4的轴向长度L1小于1/3x D内时，当本发明的压铸套筒组装到压铸机时，来自短环105的机械冲击传递到前部件4与后部件5的连接表面31，使得后部件5的内表面端部可能破损。当前部件4的轴向长度L1大于(L2+20)mm时，前部件4的后端从固定模具块101开始朝后(供应开口侧)布置，前部件4的后端侧内表面的温度不容易升高。因此，凝固片可能在前部件4的后端侧内表面上产生，并且进入压铸产品，可能在产品中形成缺陷比如冷薄片。
在如图2中所示凸缘21位于固定模具块101内部的情况下，当前部件4的轴向长度L1为(L2+20)mm以下时，基本上全部前部件4位于固定模具块101和固定台板103的内部。因为在操作期间在固定模具块101和固定台板103接近固定模具块101的部分中温度较高，所以当前部件4的轴向长度L1为(L2+20)以下时，前部件4的后端侧内表面经受高温，防止在产品中形成冷薄片。前部件4的长度L1的下限优选为1/2x D内，更优选2/3x D内。前部件4的长度L1的上限优选为L2(mm)，更优选(L2-20)(mm)。
前部件优选地在外周表面的后端部分中具有小直径部分。小直径部分可以是如图4(a)中所示在前部件的后端侧外周表面上形成的锥形部分8a，或者是如在图4(b)中所示在前部件的后端侧外周表面上形成的台阶8b。小直径部分的轴向长度优选为前部件的轴向长度的2-20％，并且小直径部分的最小直径与前部件的外径D的比率d/D优选为0.98≤d/D＜1。这样的在前部件的外周表面的后端部中的小直径部分，其提供与外筒与小直径部分相对的部分之间的空间，防止内压力施加至外筒的该部分(即使是在前部件在压铸期间膨胀时)。因此，可以防止烧嵌在由基于氮化硅的陶瓷制成的后部件的前部中松开，由此避免陶瓷的前部破损。
后部件的前侧内表面优选地具有倒角部分9。倒角部分9优选地具有1-4mm的轴向长度，和相对于内表面5-50°的角度。利用这样的在后部件的前侧内表面上的倒角部分，可以防止陶瓷制后部件的前侧角破裂。倒角部分9更优选地具有1-2mm的长度和20-30°的角度。
在本发明的包括外筒2和内筒3(前部件4和后部件5)的压铸套筒中，通过适当地选择构成部件来防止前部件的松开以及在操作期间在前部件4和后部件5之间的间隙或台阶的产生，但是用在外筒中的冷却水路的水冷却可以更可靠地防止烧嵌的松开以及在前部件4和后部件5之间的间隙或台阶的产生。特别地，因为前部件4位于固定模具块内部，所以以例如1-30L/min的流速的适当水冷却是有效的，冷却水路在外筒内部围绕前部件4。
[2]压铸套筒的制备方法
本发明的用于制备压铸套筒的方法包括以下步骤：将包括由低热膨胀性金属材料制成的前部件和由基于氮化硅的陶瓷制成的后部件的内筒烧嵌到由低热膨胀性金属材料制成的外筒中；烧嵌通过以下进行：将后部件烧嵌到外筒中，冷却它们，然后将前部件烧嵌到外筒的前部中。
在本发明的压铸套筒中，通过将耐磨层结合到前部件的至少前端和内表面形成在至少前端和内表面上具有耐磨层的前部件。
(a)形成耐磨层的步骤
通过将合金比如工具合金钢，例如SKD61等堆焊到由低热膨胀性金属材料制成的前部件4的至少前端表面4a和内表面4b来形成耐磨层41。在该情况下，优选的是使用前部件4和耐磨层41的材料相互扩散的结合方法，即冶金结合。在前部件4和耐磨层41的材料相互扩散的情况下，耐磨层41可以以高强度结合到前部件4。这样的结合方法包括堆焊、喷雾等。堆焊是特别优选的，因为其与喷雾相比形成更厚的层，以及前部件4和堆焊层的冶金结合，由此提供具有高耐侵蚀性的耐磨层41。
当通过堆焊形成耐磨层时，可以通过一个堆焊步骤，但是优选地通过两步以上的堆焊达到所需厚度。当通过两步进行堆焊时，例如，第一堆焊步骤形成一半厚度，并且第二堆焊步骤形成剩余厚度，以完成具有所需厚度的耐磨层。具体地，优选的是通过第一堆焊形成1.5-2.5mm的耐磨层，并且通过第二堆焊形成1.5-2.5mm的耐磨层。在第一堆焊后，可以通过加工从表面去除0.1-0.5mm的耐磨层，然后可以进行第二堆焊。在第二堆焊后，加工耐磨层的表面以得到所需的前部件的内径。在两步以上的堆焊的情况下，即使当前部件中的金属成分在第一堆焊中扩散到耐磨层中时，可以通过第二堆焊降低这样的金属成分的百分比，由此提供具有充足耐侵蚀性的耐磨层的最外表面。
在形成耐磨层后，可以在其表面上形成氮化层。可以通过氮化处理比如硫氮共渗、氮碳共渗、气体渗氮、软气渗氮、等离子体渗氮等在耐磨层上形成氮化层。在它们中，硫氮共渗优选地由于S而改善润滑，导致减小的冲头滑动阻力。
(b)烧嵌的步骤
在将后部件烧嵌到外筒中并且冷却后，优选地将前部件烧嵌到外筒的前部中。优选地通过以下进行前部件的烧嵌：加热图5中所示的前部件(未示出)要插入到其中的外筒2的部分A的外表面，插入前部件直到其邻接后部件5，冷却部分A的前侧，然后冷却部分A的后侧。在首先冷却部分A的前侧，随后冷却部分A的后侧的情况下，前部件首先嵌入前侧中，然后嵌入后侧中，使得可以将轴向压缩应力施加到陶瓷制后部件和前部件的邻接表面，导致前部件与后部件的紧密接触。为了在不同的时间冷却前部件插入到其中的部分A的前侧和后侧，例如，在通过带状加热器加热外筒的部分A的外表面后，将前部件插入到其中；关闭带状加热器的供电；然后将带状加热器朝后侧移动前部件的一半距离。
优选地以1/1000至2/1000的烧嵌比在550-650℃的烧嵌温度进行后部件(内陶瓷筒)到外筒中的烧嵌。优选地以0/1000至1/1000的烧嵌比在400-450℃的烧嵌温度进行前部件到外筒中的烧嵌。烧嵌比更优选为0.05/1000至0.5/1000。烧嵌比由下式表示：烧嵌比＝(d1-D2)/D2，其中d1表示在烧嵌前的内筒的外径，并且D2表示在烧嵌前的外筒的内径。
将通过实施例更详细地说明本发明，而无意于限制。
实施例1
如下所述制备外筒和内筒，将其烧嵌并且加工，以制备图1(a)、1(b)和1(c)中所示的本发明的压铸套筒1。
(1)外筒和内筒的制备
(a)外筒
通过包含32.6质量％的Ni、14.9质量％的Co、0.8质量％的Al、2.3质量％的Ti和0.04质量％的C并且余量为Fe和不可避免的杂质的高强度、低热膨胀性金属形成圆柱形外筒，所述圆柱形外筒具有270mm的外径，160mm的内径和1000mm的长度，其在距离前端400mm的位置处具有直径为300mm且厚度(轴向长度)为35mm的凸缘。从该外筒的前端到凸缘的后端的距离L2为435mm。将外筒在850℃进行固溶处理2小时，空气冷却，然后在600℃老化处理24小时。该外筒具有1200MPa的拉伸强度，并且在20℃至200℃之间具有3.2x 10-6/℃的平均热膨胀系数，且在20℃至600℃之间具有9.5x 10-6/℃的平均热膨胀系数。
(b)内筒的前部件
制备包含32.6质量％的Ni、14.9质量％的Co、0.8质量％的Al、2.3质量％的Ti和0.04质量％的C且余量为Fe和不可避免的杂质的高强度、低热膨胀性金属材料，将1.5-mm-厚的SKD61在其前端和内表面堆焊两次，以形成具有3.0mm的总厚度的耐摩层。在将堆焊的样品在600℃进行老化处理10小时后，将堆焊层的表面加工为约0.5mm的深度，以获得具有160mm的外径、130mm的内径和170mm的长度的圆柱形部件。在从圆柱形部件的后端侧取得堆焊层的组成分析样品的情况下，最终获得具有160mm的外径、130mm的内径D内和150mm的轴向长度L1的圆柱形部件。该部件在后端侧外周表面上设置有长度为10mm且相对于其轴倾斜5°的锥形部分，以获得前部件。该前部件具有1200MPa的拉伸强度，并且在20℃至200℃之间具有3.2x 10-6/℃的平均热膨胀系数，且在20℃至600℃之间具有9.5x 10-6/℃的平均热膨胀系数。
(c)内筒的后部件
将包含87质量％的Si3N4、6质量％的Y2O3、4质量％的Al2O3和3质量％的21R固溶体的材料粉末湿混并且喷雾干燥，然后通过在100MPa的压力下冷等静压(CIP)来成形，以获得圆柱形坯体。将该坯体在1750℃在氮气氛中烧结，以获得圆柱形赛隆陶瓷。该后部件在20℃至200℃之间具有2x 10-6/℃的平均热膨胀系数，并且在20℃至600℃之间具有2x 10-6/℃的平均热膨胀系数。对得到的圆柱形赛隆陶瓷进行表面加工，以获得具有160mm的外径、130mm的内径和850mm的长度的内筒。
(2)烧嵌
首先将后部件5以1/1000的烧嵌比和650℃的烧嵌温度烧嵌到外筒2中。然后将前部件4以0.05/1000的烧嵌比和250℃的烧嵌温度烧嵌到外筒2中。通过以下进行前部件4的烧嵌：通过150-mm长的带状加热器加热前部件4要插入的外筒的部分的外表面，插入前部件4直到其与后部件5邻接，关闭带状加热器的供电，并且将带状加热器朝后端侧移动前部件4的一半长度(75mm)。通过这样的烧嵌，首先冷却以嵌合前部件4的前端侧，然后冷却以嵌合前部件4的后端侧，使得前部件4的端表面与后部件5的端表面紧密邻接。
(3)加工
在烧嵌后，对内、外和后端表面进行精机加工，并且通过栓将后端环(长度：50mm)附接和固定。
(4)前部件的组成分析
通过分析通过用车床将堆焊层的组成分析样品的内表面切至0.5mm的深度获得的切屑A以及通过用车床将内表面且至2mm的深度获得的切屑B来确定前部件的耐磨层的组成。切屑A和切屑B的组成分别表示耐磨层的表面和内侧的组成。通过碳/硫分析仪(EMIA-320V2，可由HORIBA，Ltd.获得)分析碳和硫的组成，并且通过高频电感耦合等离子体原子发射光谱仪(ICPS-8100，可由岛津公司(Shimadzu Corporation)获得)分析金属成分的组成。在表1中示出耐磨层的表面和整体部分的测量组成，以及用于前部件的高强度、低热膨胀性金属和用于耐磨层的SKD61的组成。
表1
Figure GDA0001764441430000161
Figure GDA0001764441430000171
注释：(1)高强度、低热膨胀性金属的组成。
(2)耐磨层从表面到0.5mm的深度的部分。
(3)耐磨层从表面到2.0mm的深度的部分。
将具有上述结构的压铸套筒1安装至具有1，650吨的夹紧力的横向型压铸机的熔体注入设备，并且使用在套筒内部滑动的SKD61的冲头压铸各自为20kg的铝合金汽车零件。结果，在内筒的前部件和后部件中未观察到破裂和损坏，并且压铸套筒不造成任何缺陷比如冷薄片，确认稳定的注入。

Claims (12)

1.一种压铸套筒，所述压铸套筒包括由低热膨胀性金属材料制成的外筒和烧嵌到所述外筒中的内筒；
所述外筒在其外周表面上设置有凸缘，所述凸缘用于将所述压铸套筒固定至压铸机的固定模具块；
所述内筒由布置在注入开口侧的低热膨胀性金属材料的前部件和布置为与所述前部件的后端表面紧密接触的基于氮化硅的陶瓷的后部件构成；
所述外筒在20℃至200℃之间具有1 x 10-6/℃至5 x 10-6/℃的平均热膨胀系数αA；
所述前部件在20℃至200℃之间具有1 x 10-6/℃至5 x 10-6/℃的平均热膨胀系数αB；
αA和αB之间的差为-1 x 10-6/℃至1 x 10-6/℃；并且
所述前部件的轴向长度L1(mm)和内径D内(mm)以及从所述外筒的前端到所述凸缘的后端的距离L2(mm)满足1/3 x D内≤L1≤L2+20。
2.根据权利要求1所述的压铸套筒，其中L1(mm)、D内(mm)和L2(mm)满足1/2 x D内≤L1≤L2。
3.根据权利要求1所述的压铸套筒，其中
形成所述外筒的低热膨胀性金属材料为基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质；并且
形成所述前部件的低热膨胀性金属材料为基于Fe-Ni-Co-Al-Ti的合金，所述合金包含29-35质量％的Ni、12-23质量％的Co、0.5-1.5质量％的Al和0.8-3质量％的Ti，余量为铁和不可避免的杂质。
4.根据权利要求1所述的压铸套筒，其中
所述前部件至少在其前端表面和内表面上具有厚度为0.5-5mm的耐磨层；
所述耐磨层由基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成，所述合金包含0.2-0.7质量％的C、1-7质量％的Cr和1-20质量％的Ni，余量为Fe和不可避免的杂质；并且
所述耐磨层从表面到0.5mm的深度的表面层包含0.2-0.7质量％的C、2-7质量％的Cr和1-12质量％的Ni。
5.根据权利要求1所述的压铸套筒，其中
所述前部件至少在其前端表面和内表面上具有厚度为0.5-5mm的耐磨层；
所述耐磨层由基于Fe-C-Ni-Cr的合金制成，所述合金包含0.2-0.7质量％的C、1-7质量％的Cr、1-20质量％的Ni、0.5-3质量％的Mo、0.3-1.5质量％的V、8质量％以下的Co、0.5质量％以下的Al、1.5质量％以下的Ti、0.5质量％以下的Si和1.0质量％以下的Mn，余量为Fe和不可避免的杂质；并且
所述耐磨层从表面到0.5mm的深度的表面层包含0.2-0.7质量％的C、2-7质量％的Cr和1-12质量％的Ni。
6.根据权利要求4所述的压铸套筒，其中所述耐磨层在表面上具有150-500μm厚的氮化层。
7.根据权利要求1-6中任一项所述的压铸套筒，其中所述前部件在外周表面的后端部分中具有小直径部分。
8.根据权利要求7所述的压铸套筒，其中所述小直径部分是锥形部分。
9.一种用于制备权利要求1所述的压铸套筒的方法，所述方法包括将所述内筒烧嵌到所述外筒中的步骤；
所述烧嵌步骤包括将所述后部件烧嵌到所述外筒中，将它们冷却，然后将所述前部件烧嵌到所述外筒的前端部分中。
10.用于制备根据权利要求4所述的压铸套筒的方法，其中所述方法包括：在所述前部件的至少前端表面和内表面上形成所述耐磨层的步骤，和将所述内筒烧嵌到所述外筒中的步骤；
所述烧嵌步骤包括将所述后部件烧嵌到所述外筒中，将它们冷却，然后将所述前部件烧嵌到所述外筒的前端部分中。
11.用于制备根据权利要求10所述的压铸套筒的方法，其中通过堆焊形成所述耐磨层。
12.用于制备根据权利要求9-11中任一项所述的压铸套筒的方法，其中通过以下进行所述前部件的烧嵌：加热所述前部件要插入到其中的所述外筒部分的外表面，将所述前部件插入到所述外筒部分以使得其邻接所述后部件，冷却所述前部件插入到其中的所述外筒部分的前端侧部分，然后冷却所述前部件插入到其中的所述外筒部分的后侧部分。
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