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    4032鋁合金圓錠DC半連鑄過程中冷卻速率對共晶硅變質(zhì)的影響

    2021-04-08 10:33:30吳永福張保存余康才朱光磊
    航空材料學(xué)報(bào) 2021年2期
    關(guān)鍵詞:相線鑄錠共晶

    吳永福, 張保存, 王 檸, 余康才, 朱光磊

    (1.中鋁材料應(yīng)用研究院有限公司,北京 102209;2.蘇州有色金屬研究院有限公司,江蘇 蘇州 215026;3.中鋁山東有限公司,山東 淄博 255052)

    4032鋁合金是一種共晶型Al-Si合金,具有高強(qiáng)度、高耐磨性、良好的耐熱性、優(yōu)良的體積穩(wěn)定性等優(yōu)點(diǎn),在機(jī)械、汽車、航空航天等領(lǐng)域的應(yīng)用十分廣泛。4032鋁合金的鑄造性能優(yōu)異,通常采用DC(direct chill,DC)半連鑄的工藝制備大規(guī)格的圓錠,再經(jīng)過擠壓、鍛造等工序,制造活塞、活塞裙及其他在高溫條件下工作的零件。

    4032鋁合金的典型組織包括初生α-Al、Al-Si共晶組織以及少量Mg2Si、CuAl2及其他含F(xiàn)e和Ni的復(fù)雜合金相,一般不含有初晶硅。共晶硅的形態(tài)、大小和分布是影響合金力學(xué)性能尤其是伸長率的重要因素。未經(jīng)變質(zhì)的共晶硅呈粗大板條狀或長針狀,變質(zhì)后的理想共晶硅組織為細(xì)小均勻的纖維狀或顆粒狀。對共晶硅的變質(zhì)能顯著改善4032鋁合金的力學(xué)性能、耐磨性、電學(xué)性能和導(dǎo)熱性能等。因此,在4032鋁合金生產(chǎn)過程中變質(zhì)處理是非常重要的一道工序。

    目前工業(yè)生產(chǎn)中廣泛采用的方法是在熔體中加入變質(zhì)劑對4032鋁合金進(jìn)行變質(zhì)處理[1]。這是因?yàn)榧尤胱冑|(zhì)劑的方法具有變質(zhì)效果穩(wěn)定、可操作性強(qiáng)、無需額外增加設(shè)備等優(yōu)點(diǎn),適合于工業(yè)化生產(chǎn)。常用的變質(zhì)劑有鈉(Na)[2-3]、鍶(Sr)[3-5]、銻(Sb)[5-6]、鈣(Ca)[7-8]、鋇(Ba)[8]、稀土[8-9]等元素的單體、化合物或中間合金。

    變質(zhì)劑對共晶硅的變質(zhì)效果,與凝固冷卻速率密切相關(guān)[10-11]。在變質(zhì)劑添加量相同的條件下,冷卻速率越高,共晶硅組織越細(xì)小,變質(zhì)效果越好[12],并且各變質(zhì)元素對冷卻速率的敏感性有明顯差異[6]。由于冷卻速率對共晶硅變質(zhì)的影響,要獲得變質(zhì)效果良好、組織均勻的高質(zhì)量4032鑄錠,對鑄錠在鑄造時(shí)的冷卻速率進(jìn)行研究十分必要。尤其是在DC半連鑄生產(chǎn)大規(guī)格鑄錠時(shí),在鑄錠橫截面不同位置的冷卻速率相差較大[13]。但要獲得DC半連鑄生產(chǎn)過程中整個(gè)鑄錠橫截面的冷卻速率分布,實(shí)測成本十分高昂,而通過數(shù)值模擬技術(shù)則具有成本低廉、數(shù)據(jù)全面等優(yōu)勢,并可以研究實(shí)際生產(chǎn)難以達(dá)到的鑄造工藝條件下的冷卻速率分布。因此,本研究采用數(shù)值模擬分析4032鋁合金圓錠DC半連鑄過程的冷卻速率分布,研究不同冷卻速率下的變質(zhì)效果,并提出工藝改進(jìn)建議。

    1 數(shù)值模擬模型

    獲得鑄錠從表面到中心的凝固冷卻速率分布是研究冷卻速率與變質(zhì)關(guān)系的前提條件。本研究通過數(shù)值模擬的方法研究4032鋁合金圓錠DC半連鑄過程的冷卻速率在鑄錠橫截面上的分布。

    由于DC半連鑄過程中流場與溫度場之間的強(qiáng)耦合關(guān)系,本研究基于 Bennon 和 Vreeman等建立的連續(xù)介質(zhì)模型[14-15],采用 Fluent 軟件建立了DC半連鑄非穩(wěn)態(tài)流場溫度場耦合模型[16-17]。該模型將兩相區(qū)分為漿狀區(qū)(slurry zone)和糊狀區(qū)(mushy zone)兩部分,在漿狀區(qū)材料行為更接近于流體,在糊狀區(qū)材料行為更接近于固體。Fluent軟件采用多孔介質(zhì)模型處理材料在糊狀區(qū)的流動行為。本模型取固相率fs= 0.3作為區(qū)分漿狀區(qū)和糊狀區(qū)的分界點(diǎn),此時(shí)的溫度定義為凝固搭接溫度Tcoh,此溫度以上為漿狀區(qū),此溫度以下為糊狀區(qū)。

    模擬計(jì)算鑄造時(shí)間至2000 s時(shí),溫度場趨于穩(wěn)定,然后根據(jù)溫度場數(shù)據(jù)計(jì)算冷卻速率。本研究定義的冷卻速率為合金凝固搭接溫度Tcoh至固相線溫度Ts區(qū)間的平均冷卻速率,見公式(1)。

    式中:Rc為冷卻速率,K/s;ΔT為溫度差值,K;Δt為時(shí)間差值,s;Tcoh為凝固搭接溫度,K;Ts為固相線溫度,K;tcoh為溫度降至凝固搭接溫度的時(shí)間,s;ts為溫度降至固相線溫度的時(shí)間,s。

    1.1 材料參數(shù)

    數(shù)值模擬的鑄錠材料為4032鋁合金,其化學(xué)成分如表1所示[18]。

    表1 4032鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical composition limits of 4032 alloy(mass fraction/%)

    本研究采用Netzsch STA 449F5 同步熱分析儀(DSC/DTA-TG),通過升溫過程測定4032鋁合金的液相線溫度、固相線溫度和結(jié)晶潛熱;采用Mettler Toledo ME204E密度天平測定室溫密度;采用Netzsch LFA457激光導(dǎo)熱系數(shù)測量儀測定熱導(dǎo)率和比熱。

    由于鋁合金在固態(tài)和液態(tài)的密度變化不大,在本研究中建立的流場溫度場耦合模型采用了Boussinesq模型,以加快計(jì)算速率。模型中的熱浮力,即由于熔體溫度差異引起的熱對流而產(chǎn)生的力通過Boussinesq 模型計(jì)算,而在除了動量方程的浮力項(xiàng)外的其他方程中將密度處理為常數(shù)[19]。

    在固相線溫度以下、液相線溫度以上,本研究假設(shè)材料熱導(dǎo)率和比熱隨溫度呈線性變化。

    在兩相區(qū)的固相率通過Lever模型計(jì)算,見式(2)。

    式中:fs為固相率;T為溫度,K;Tl為合金液相線溫度,K;Tf為純鋁熔點(diǎn),K;有效溶質(zhì)分配系數(shù)k0根據(jù)固相線溫度Ts時(shí)的固相率計(jì)算得出。

    本研究采用等效比熱的方法處理凝固潛熱,兩相區(qū)的等效比熱通過公式(3)計(jì)算。

    在兩相區(qū)的熱導(dǎo)率根據(jù)混合原理計(jì)算,見式(4)。

    式中:λ為熱導(dǎo)率,λl和λs分別為液相線溫度和固相線溫度下的熱導(dǎo)率,W?(m?K)–1。

    綜上,本研究所采用的4032鋁合金的凝固模型和主要熱物理性能如表2所示。

    1.2 幾何模型

    數(shù)值模擬的幾何模型在對稱面的示意圖如圖1所示,幾何模型對實(shí)際的模具和底座幾何形狀進(jìn)行了一定的簡化處理。參與計(jì)算的為鑄錠(casting billet)和引錠底座(start block)部分,即圖1中的陰影部分。由于4032圓錠的對稱性,因此數(shù)值模擬時(shí)建立了1/4三維模型。數(shù)值模擬的模型采用六面體網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸 3~10 mm。

    表2 4032鋁合金的凝固模型和熱物理性能Table 2 Solidification model and thermophysical properties of 4032 alloy

    1.3 主要邊界條件

    圖1中的主要邊界條件如下:

    圖1 4032鋁合金圓錠DC半連鑄數(shù)值模擬模型對稱面示意圖Fig. 1 Symmetry schematic of DC semi-continuous casting process of 4032 aluminum alloy billet

    ①:對稱邊界;

    ②:入口邊界,設(shè)置為鋁液入口速度(單位:m/s)和澆注溫度(單位:K);

    ③:熱頂區(qū),相對于水冷模具的換熱量,熱頂部分散熱量較小,可忽略不計(jì),設(shè)置為絕熱邊界;

    ④:一冷換熱區(qū),設(shè)置一次冷卻水區(qū)模具與鑄錠之間的界面換熱系數(shù)h1,單位為W?(m2?K)–1。

    在一冷換熱區(qū),鑄錠與模具之間的換熱系數(shù)h1隨著固相率fs的變化而變化[16,20-21],如式(5)所示。當(dāng)fs為0時(shí),液相與模具之間的接觸良好,此時(shí)換熱系數(shù)為最高值;當(dāng)固相率fs達(dá)到100%即完全凝固時(shí),鑄錠與模具之間由于凝固收縮產(chǎn)生“氣隙”,兩者之間的換熱系數(shù)降低至最低值。

    ⑤:二冷換熱區(qū),設(shè)置二次冷卻水與鑄件之間的噴水冷卻換熱系數(shù)h2,單位為W?(m2?K)–1。

    在二冷換熱區(qū),在不同的鑄錠溫度區(qū)間,二次冷卻水與鑄錠之間的換熱機(jī)制不同,高溫區(qū)間沸騰換熱機(jī)制起作用,低溫區(qū)間對流換熱機(jī)制起作用[22]。本研究采用隨著鑄錠表面溫度Tw的變化而變化的二冷換熱系數(shù)h2[16-17,23-24],基礎(chǔ)冷卻強(qiáng)度模型中采用如圖2所示的h2。

    ⑥:出口邊界,設(shè)置底座的移動速度即鑄造速度以及底座與環(huán)境的綜合換熱系數(shù)h3。本研究對該處邊界的換熱作簡化處理,設(shè)定綜合換熱系數(shù)h3為恒定值500 W?(m2?K)–1。

    圖2 二次冷卻水的換熱系數(shù)設(shè)置Fig. 2 Heat transfer coefficient of second cooling

    2 結(jié)果與分析

    2.1 圓錠DC半連鑄冷卻速率分布

    利用上述模型,計(jì)算獲得?120 mm、?300 mm、?500 mm的DC半連鑄4032鋁合金鑄錠的液穴形貌以及在橫截面上的冷卻速率分布曲線如圖3所示。各尺寸鑄錠模擬的鑄造工藝條件相同,均為:澆注溫度973 K,鑄造速度60 mm/min,冷卻強(qiáng)度為如圖2所示的基礎(chǔ)冷卻強(qiáng)度。

    圖3(a)中z= 0位置為熱頂內(nèi)的液面位置,用液相線溫度Tl、搭接溫度Tcoh、固相線溫度Ts的等溫線描述液穴形貌。由圖3(a)的液穴形貌可知,隨著鑄錠直徑增大,液穴逐漸變深,同時(shí)固相線溫度Ts的等溫線的斜率變大,液相線溫度Tl、搭接溫度Tcoh、固相線溫度Ts的等溫線之間的距離變大,表明凝固時(shí)間增大。

    由圖3(b)可知,?120 mm鑄錠尺寸相對較小,從鑄錠表面至中心的冷卻速率差異不大,從鑄錠表面至鑄錠中心處,冷卻速率僅從4.7 K/s降至4.1 K/s。?300 mm、?500 mm鑄錠的冷卻速率在橫截面上的分布規(guī)律一致。從鑄錠表面至次表層冷卻速率迅速增大,在次表層達(dá)到最大值,從次表層至心部冷卻速率隨著距表面距離的增大逐漸降低。這是因?yàn)殍T錠表面至次表層的這部分金屬是在模具區(qū)完成凝固形成坯殼(見圖1中的位置④),由于冷卻水通過模具間接作用,特別是表層凝固后由于凝固收縮坯殼與模具之間迅速形成“氣隙”,冷卻強(qiáng)度不大;而隨著鑄錠下移,二次冷卻水直接作用于鑄錠坯殼,此時(shí)冷卻強(qiáng)度最大,對應(yīng)的凝固前沿位置即冷卻速率最高的鑄錠次表層;從鑄錠次表層至鑄錠中心,隨著鑄錠直徑的增大,鑄錠內(nèi)部熱量需通過表層已凝固坯殼的熱傳導(dǎo)傳輸?shù)奖砻妫偻ㄟ^表面冷卻水散熱,因而內(nèi)部金屬的冷卻強(qiáng)度隨著距離表面距離的增大而減小。

    圖3 各直徑4032鋁合金圓錠DC半連鑄的液穴形貌(a)和冷卻速率分布(b)Fig. 3 Sump profile(a)and cooling rates(b)of 4032 aluminum alloy billet during DC semi-continuous casting process

    由圖3可知,在相同的DC半連鑄工藝條件下,隨著鑄錠直徑的增大,在鑄錠表面至距表面60 mm范圍內(nèi),仍然能保持在4 K/s以上的高冷卻速率,但鑄錠心部的冷卻速率顯著降低。?120 mm鑄錠在鑄錠中心處的最低冷卻速率也高達(dá)4.1 K/s,?300 mm鑄錠則降低為1.9 K/s,而?500 mm鑄錠則進(jìn)一步降低為1.0 K/s。由于鑄錠直徑越大,內(nèi)部的熱量通過已凝固金屬傳輸至表面的傳熱熱阻越大,因此鑄錠內(nèi)部的冷卻速率越低。

    2.2 冷卻速率對Sr變質(zhì)效果的影響

    ?120 mm鑄錠在整個(gè)橫截面上均能獲得較高的冷卻速率( > 4.1 K/s),在如此高的冷卻速率下,在較低的Sr添加量的條件下鑄錠的表層和中心均易達(dá)到良好的變質(zhì),表層和中心的組織差異較小。而對于尺寸較大的鑄錠,如?300 mm和?500 mm鑄錠,由于鑄錠表層和中心部分的冷卻速率相差較大,特別是中心部分的冷卻速率低至1 K/s以下時(shí),鑄錠表層和中心難以同時(shí)達(dá)到良好的變質(zhì)效果,表層和中心的組織差異較大。因此本研究重點(diǎn)分析這兩種規(guī)格鑄錠的冷卻速率對Sr變質(zhì)效果的影響。

    當(dāng)鑄錠中Sr含量均為 0.033%~0.036% 時(shí),?300 mm 的4032鋁合金鑄錠的冷卻速率在橫截面上的分布和顯微組織如圖4所示。由圖4可知,?300 mm鑄錠的表層組織為完全變質(zhì)組織,共晶呈現(xiàn)出細(xì)小的纖維狀,并且共晶團(tuán)比較細(xì)小,如圖4(b)所示。而在鑄錠內(nèi)部,如R/2處和中心處,由于冷卻速率降低(1.9~2.8 K/s),共晶硅仍然為變質(zhì)組織,但共晶呈現(xiàn)出細(xì)小的片層狀,變質(zhì)效果不如表層組織,如圖4(c)和(d)所示。

    圖4 冷卻速率對Sr變質(zhì)效果的影響(?300 mm鑄錠) (a)冷卻速率在鑄錠橫截面上的分布;(b)表層顯微組織;(c)R/2處顯微組織;(d)中心顯微組織Fig. 4 Effect of cooling rate on Sr modified eutectic silicon(?300 mm billet) (a)cooling rate distribution on the cross section of the billet;(b)surface microstructure;(c)microstructure at R/2 ;(d)central microstructure

    圖5 冷卻速率對Sr變質(zhì)效果的影響(?500 mm鑄錠) (a)冷卻速率在鑄錠橫截面上的分布;(b)表層顯微組織;(c)R/3處顯微組織;(d)2/3 R處顯微組織;(e)中心顯微組織Fig. 5 Effect of cooling rate on Sr modified eutectic silicon(?500 mm billet) (a)cooling rate distribution on the cross section of the billet;(b)surface microstructure;(c)microstructure at R/3 ;(d)microstructure at R2/3 ;(e)central microstructure

    當(dāng)鑄錠中Sr含量均為 0.033%~0.036% 時(shí),?500 mm 4032鋁合金鑄錠的冷卻速率在橫截面上的分布和顯微組織如圖5所示。由圖5可知,?500 mm鑄錠表層的共晶硅呈現(xiàn)出細(xì)小的纖維狀,說明變質(zhì)效果良好,如圖5(b)所示。在距離表層約90 mm的(c)位置,共晶硅仍然是典型的變質(zhì)組織,見圖5(c),此處的冷卻速率為1.8 K/s。而在距離鑄錠表面大于150 mm的鑄錠內(nèi)部,由于冷卻速率降低至1 K/s以下,共晶硅的變質(zhì)效果不佳,共晶片層明顯較粗大,如圖5(d)和(e)所示。對比圖5(b)~(e)可知,從鑄錠表面至中心,隨著冷卻速率的降低,圖5(c)和圖5(d)的共晶硅組織特征表現(xiàn)出明顯的形態(tài)差異,共晶硅形貌由纖維狀(圖5(c))轉(zhuǎn)變?yōu)閷訝睿▓D5(d))。結(jié)合?300 mm 和?500 mm鑄錠的冷卻速率分布和共晶硅變質(zhì)效果,可推斷影響DC半連鑄4032合金鑄錠Sr變質(zhì)的冷卻速率閾值為 1.8 K/s。

    綜上,在冷卻速率保持在1.8 K/s以上時(shí),Sr含量為 0.033%~0.036% 可以實(shí)現(xiàn)良好的變質(zhì)。而當(dāng)冷卻速率降低至1 K/s以下時(shí),該Sr含量水平已不能獲得理想的共晶硅變質(zhì)組織。為了獲得變質(zhì)良好的組織,可通過DC半連鑄工藝參數(shù)調(diào)整提高?500 mm鑄錠內(nèi)部的冷卻速率,或研究冷卻速率在1 K/s以下時(shí)的變質(zhì)技術(shù)。本研究重點(diǎn)研究半連鑄工藝參數(shù)提高?500 mm鑄錠內(nèi)部的冷卻速率的方法。

    2.3 DC半連鑄工藝參數(shù)對冷卻速率的影響

    通過以上的分析可知,4032鋁合金DC半連鑄過程中,主要問題是大規(guī)格鑄錠特別是?500 mm鑄錠的變質(zhì)處理??紤]到冷卻速率和Sr變質(zhì)劑的雙重作用,首先研究了DC半連鑄工藝參數(shù)對冷卻速率的影響,期望通過DC半連鑄工藝參數(shù)的調(diào)整獲得較高的冷卻速率,改善鑄錠內(nèi)部組織的變質(zhì)效果。

    澆注溫度和鑄造速度對?500 mm鑄錠冷卻速率的影響如圖6所示。由圖6可知,隨著澆注溫度和鑄造速度的提高,可在一定程度上提升鑄錠表層的冷卻速率,但是對鑄錠內(nèi)部的冷卻速率的提升作用不大,當(dāng)距離鑄錠表面距離大于R/2后,調(diào)整澆注溫度和鑄造速度后冷卻速率的變化不大。對比澆注溫度和鑄造速度的影響程度,鑄造速度對鑄錠表層冷卻速率的影響程度較大。

    圖6 DC半連鑄工藝參數(shù)對?500 mm (a)澆注溫度;(b)鑄造速度鑄錠冷卻速率的影響Fig. 6 Effect of DC semi-continuous casting parameters to the cooling rate of ?500 mm billet (a)pouring temperature;(b)casting speed

    圖7 二冷水強(qiáng)度對?500 mm鑄錠冷卻速率的影響 (a)二冷水換熱系數(shù);(b)冷卻速率分布Fig. 7 Effect of second cooling intense on the cooling rates of ?500 mm billet (a)heat transfer coefficient of second cooling;(b)cooling rates distribution

    除了DC半連鑄的澆注溫度和鑄造速度,冷卻強(qiáng)度也是重要參數(shù)。以圖2所示的二冷水強(qiáng)度為基礎(chǔ)冷卻強(qiáng)度,在模型中加載1倍至4倍的冷卻強(qiáng)度,如圖7(a)所示,計(jì)算得到的冷卻速率分布如圖7(b)所示。從圖7可以看出,即使增大到基礎(chǔ)冷卻強(qiáng)度的4倍,鑄錠凝固時(shí)的冷卻速率分布變化也不大。通過比較圖6和圖7可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)加載的二冷水強(qiáng)度為4倍基礎(chǔ)冷卻強(qiáng)度時(shí),冷卻速率改變的程度依然低于將澆注溫度提高40 K或?qū)㈣T造速度提高10 mm/min。

    綜上所述,DC半連鑄工藝參數(shù)如澆注溫度、鑄造速度、冷卻強(qiáng)度僅影響距離?500 mm鑄錠表面小于R/2以內(nèi)的冷卻速率,對距離表面大于R/2的鑄錠內(nèi)部的冷卻速率的影響甚微。其中,鑄造速度的影響程度最大。因此,建議實(shí)際生產(chǎn)時(shí)可在安全和工藝控制條件允許的范圍內(nèi),適當(dāng)提高鑄造速度,同時(shí)注重研發(fā)低冷卻速率條件下的變質(zhì)劑和其他變質(zhì)技術(shù)。

    3 結(jié)論

    (1)4032鋁合金圓錠DC半連鑄過程中,從鑄錠表面至中心,冷卻速率整體呈下降趨勢。隨著鑄錠尺寸的增大,鑄錠中心部分的冷卻速率則顯著降低。

    (2)采用Sr作為共晶硅變質(zhì)劑,冷卻速率對變質(zhì)效果的影響顯著。在冷卻速率高于1.8 K/s的條件下,Sr變質(zhì)可獲得較高的共晶硅變質(zhì)效果。?500 mm鑄錠內(nèi)部的冷卻速率低于1 K/s,此時(shí)當(dāng)前采用的變質(zhì)劑添加量或變質(zhì)劑種類已不能完全變質(zhì)共晶硅。

    (3)在本研究范圍內(nèi),對?500 mm鑄錠的冷卻速率分布的影響程度最大的工藝參數(shù)是鑄造速度,澆注溫度次之,冷卻強(qiáng)度的影響最小。但鑄造速度也僅影響距離鑄錠表面小于R/2以內(nèi)的冷卻速率分布,而對鑄錠內(nèi)部的影響非常有限,無法顯著提高鑄錠心部的冷卻速率。

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