沈 吉1，鄧騰飛1，姚振華

(武漢理工大學(xué)1.硅酸鹽建筑材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，2.材料科學(xué)與工程學(xué)院，武漢 430070)

0 引 言

鋁及鋁合金具有密度小、強(qiáng)度高、加工性能好及焊接性能優(yōu)良等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于國(guó)民經(jīng)濟(jì)和國(guó)防軍工等領(lǐng)域，是一種重要的輕質(zhì)高強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料[1-2]。連鑄連軋[3-6]是目前較為先進(jìn)的鋁成形技術(shù)之一，與傳統(tǒng)鑄軋方法相比，能大幅提高金屬收得率和鑄坯質(zhì)量，并節(jié)約能源。但是，由于高水平連鑄生產(chǎn)線設(shè)備的關(guān)鍵部件目前均需進(jìn)口，連鑄連軋鋁板/帶的成本居高不下。

鑄嘴是將鋁熔體送入連鑄機(jī)的關(guān)鍵部件，屬于消耗性產(chǎn)品，在實(shí)際生產(chǎn)中容易發(fā)生堵塞，而一旦堵塞，必須停機(jī)清理或更換后才能繼續(xù)生產(chǎn)，這極大地降低了生產(chǎn)效率。為此，一些學(xué)者對(duì)連鑄機(jī)鑄嘴掛渣堵塞現(xiàn)象進(jìn)行了研究。陳自偉等[7]對(duì)連鑄連軋AA8011鋁合金時(shí)的堵塞鑄嘴進(jìn)行了組織觀察與成分分析，發(fā)現(xiàn)該鋁合金熔體中的雜質(zhì)在接觸到鑄嘴表面時(shí)因溫度降低而不斷析出，增大了鑄嘴的表面粗糙度，從而引起鑄嘴掛渣；盧廣璽等[8]研究了哈茲列特連鑄連軋AA5052鋁合金過程中鑄嘴掛渣的成分，并通過熱力學(xué)計(jì)算分析了鑄嘴掛渣的形成機(jī)理。然而，上述研究主要通過對(duì)鑄嘴及掛渣的成分進(jìn)行分析來反推鑄嘴堵塞的機(jī)理，而鮮有通過研究高溫鋁液與鑄嘴材料的反應(yīng)來分析堵塞現(xiàn)象并探索掛渣形成機(jī)制的報(bào)道。為此，作者一方面采用有限元方法模擬了連鑄連軋過程中鋁液流經(jīng)鑄嘴時(shí)的溫度場(chǎng)及速度場(chǎng)，另一方面通過試驗(yàn)研究了鑄嘴材料和純鋁片在不同溫度反應(yīng)不同時(shí)間后的形貌和成分，綜合分析了掛渣長(zhǎng)大的機(jī)理。這對(duì)于明確鑄嘴堵塞原因，改進(jìn)鑄嘴材料及其結(jié)構(gòu)以提高生產(chǎn)效率有著重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

試驗(yàn)用鋁片材料為A837078純鋁，厚度為0.2 mm，純度為99.99%，由上海麥克林生化科技有限公司提供；鑄嘴材料由洛陽(yáng)豫港龍泉高精度鋁板帶有限公司提供。采用荷蘭PANalytical.B.V型波長(zhǎng)色散型X射線熒光光譜儀測(cè)定其主要成分，結(jié)果見表1。

表1 鑄嘴材料的主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Main composition of nozzle material (mass) %

從鑄嘴材料上截取直徑17 mm，厚度3 mm的圓柱形試樣并置于氧化鋁陶瓷坩堝中，在試樣上放置鋁片(質(zhì)量3.5 g)，蓋上氧化鋁陶瓷蓋后放入TL1700型管式氣氛燒結(jié)爐中，模擬鋁液流經(jīng)鑄嘴時(shí)與鑄嘴材料的反應(yīng)過程。坩堝位于K型熱電偶頂端的正下方，抽3次真空使真空度低于0.1 Pa，每次抽真空后均通入還原性氣體(體積比為95∶5的氬氣和氫氣)直至反應(yīng)結(jié)束，氣體流量為0.2 L·h-1，反應(yīng)溫度分別為850，900，950 ℃，反應(yīng)時(shí)間分別為2，4，6，8，10 h，反應(yīng)結(jié)束后以5 ℃·min-1的速率冷至室溫。

1.2 試驗(yàn)方法

取與鋁片反應(yīng)后的鑄嘴試樣，在100 ℃下保溫12 h，使用D/max-RA型轉(zhuǎn)靶X射線衍射儀(XRD)測(cè)定試樣表面的物相組成，采用銅靶，Kα1射線，掃描速率10 (°)·min-1，工作電壓40 kV，工作電流30 mA，掃描范圍5°～80°。采用QUANTA FEG 450型場(chǎng)發(fā)射環(huán)境掃描電鏡(SEM)觀察試樣表面及截面微觀形貌，利用附帶的EDAX/TEAMTM型能譜儀(EDS)分析表面微區(qū)成分。

2 鋁液在鑄嘴中流動(dòng)的有限元模擬

在workbench19.2平臺(tái)上，分別通過SpaceClaim、Mesh、Fluent軟件建立三維實(shí)體模型、劃分網(wǎng)格及進(jìn)行后處理，對(duì)鑄嘴型腔內(nèi)鋁液的實(shí)際流動(dòng)過程進(jìn)行溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)的模擬計(jì)算。

圖1 鑄嘴的三維實(shí)體模型以及網(wǎng)格劃分后的有限元模型Fig.1 Three-dimensional solid model (a) and finite element model after meshing (b) of casting nozzle

建立的鑄嘴三維實(shí)體模型和有限元模型如圖1所示。鑄嘴輪廓尺寸為255.5 mm×95.0 mm×18.0 mm(長(zhǎng)×寬×高)，鑄嘴型腔尺寸為255.5 mm×66.5 mm×8.5 mm，連鑄生產(chǎn)時(shí)鑄嘴被尺寸為95.0 mm×45.0 mm×5.0 mm的鐵板固定。有限元模型的網(wǎng)格尺寸均為0.5 mm。為了提高模型計(jì)算精度，型腔內(nèi)采用沿鋁液流動(dòng)方向的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其他區(qū)域均采用四面體網(wǎng)格。為了反映鋁液在鑄嘴中的流動(dòng)狀況及鑄嘴和鐵板之間的傳熱過程，在鋁液與鑄嘴材料接觸的邊界層、鑄嘴材料與鐵板的邊界層上添加了共節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格。

在模擬時(shí)假設(shè)鋁液流場(chǎng)全過程穩(wěn)定，入料口處流體速度分布均勻，且不考慮鋁液流入鑄嘴時(shí)分流的影響和鋁液中的化學(xué)反應(yīng)。鋁液在鑄嘴中流動(dòng)時(shí)屬于共軛傳熱，涉及鋁液與鑄嘴材料、鑄嘴材料與鐵板之間的熱傳導(dǎo)，以及鑄嘴材料、鐵板與空氣之間的熱對(duì)流。在采用Fluent軟件計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí)，涉及的材料性能參數(shù)主要包括鋁液的密度、黏度、比熱容、熱導(dǎo)率，以及鑄嘴材料和鐵板的密度、比熱容和熱導(dǎo)率。采用LabsysSTA型高溫同步熱分析儀和LFA457型激光導(dǎo)熱儀測(cè)定鑄嘴材料在273.15～1 073.15 K時(shí)的比熱容，并計(jì)算熱導(dǎo)率，結(jié)果見表2。

表2 鑄嘴材料的熱導(dǎo)率和比熱容Table 2 Thermal conductivity and specific heat capacity of casting nozzle material

由表2中的數(shù)據(jù)擬合得到鑄嘴材料熱導(dǎo)率、比熱容與溫度的關(guān)系式分別為

λ=0.335 05-2.753 2×10-4T+

5.261 3×10-7T2

(1)

Cp=0.526 37+1.11×10-3T-

4.871 94×10-7T2

(2)

式中：λ為鑄嘴材料的熱導(dǎo)率；Cp為鑄嘴材料的比熱容；T為溫度。

從文獻(xiàn)[9]中獲取鋁液的黏度η，擬合得到其與溫度的關(guān)系式為

η=2.185+10-8exp(106.36/T)

(3)

有限元模擬時(shí)，鋁液、鑄嘴材料和鐵板的密度以及鋁液和鐵板的比熱容、熱導(dǎo)率均為定值。鋁液的密度、比熱容和熱導(dǎo)率分別為2 371 kg·m-3，893 J·kg-1·K-1，92 W·m-1·K-1；鑄嘴材料的密度為1 918 kg·m-3；鐵板的密度、比熱容和熱導(dǎo)率分別為7 800 kg·m-3，460 J·kg-1·K-1，46.52 W·m-1·K-1。鑄嘴材料的熱導(dǎo)率、比熱容和鋁液的黏度均隨溫度的變化而變化，模擬時(shí)需在相應(yīng)參數(shù)處分別導(dǎo)入式(1)、式(2)和式(3)。

流體的流動(dòng)狀態(tài)可以分為層流和湍流，主要由雷諾數(shù)Re[10]決定，當(dāng)Re大于2 070時(shí)為湍流模型。Re的計(jì)算公式為

(4)

式中：v為流體截面平均速度；L為特征長(zhǎng)度(水力直徑)；D為流體運(yùn)動(dòng)黏度；A為過流斷面面積；S為過流斷面上流體與固體接觸的周長(zhǎng)。

在單位時(shí)間內(nèi)流入鑄嘴的鋁液質(zhì)量等于單位時(shí)間內(nèi)形成鑄軋板的質(zhì)量，因此

ml=qρl=v1L1h1ρs

(5)

q=vA

(6)

式中：ml為單位時(shí)間內(nèi)流入鑄嘴的鋁液質(zhì)量；q為通過截面的鋁液流量；ρl為鋁液密度；v1為鑄軋速度；L1為鑄軋板寬度；h1為鑄軋板厚度；ρs為鑄軋板密度。

式(4)～式 (6)中不同物理量的取值[11]如下：A=565.25 mm2，S=150 mm，ρl=2 371 kg·m-3，v1=0.95 m·s-1，L1=95.0 mm，h1=8.5 mm，ρs=2 703 kg·m-3，D=0.717 mm2·s-1。由此計(jì)算得到Re為22 700，大于2 070，因此模擬時(shí)采用湍流模型。鋁液流動(dòng)的截面平均速度(進(jìn)口速度)v=1.08 m·s-1，進(jìn)口溫度為1 073.15 K。

3 結(jié)果與討論

圖2 鋁液在鑄嘴中流動(dòng)時(shí)的橫截面和縱截面溫度場(chǎng)Fig.2 Temperature fields of cross section (a-b) and longitudinal section (c) when the molten aluminum was flowing in the casting nozzle

3.1 連鑄過程中溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)模擬結(jié)果

圖2中x,y坐標(biāo)位置見圖1(a)。由圖2可知：在x軸方向上(橫截面)鑄嘴的最低溫度為974.19 K，最高溫度為1 073.15 K；在y軸方向上(縱截面)鐵板固定位置處鑄嘴的最低溫度為799.01 K，最高溫度為1 073.15 K，其他區(qū)域最低溫度為763.46 K，最高溫度為1 073.15 K。在鐵板固定位置處，鑄嘴的溫度梯度比其他區(qū)域的大，堵塞情況也比其他區(qū)域的嚴(yán)重。這是由于鐵的熱導(dǎo)率比鑄嘴材料的大，即鐵板的散熱更快，其固定區(qū)域的溫度更低，并且此處壓力也相對(duì)較大，因此鋁液流經(jīng)該區(qū)域時(shí)黏度增大，流動(dòng)變慢，從而加快了該區(qū)域堵塞。

由圖3可知：鐵板固定處鑄嘴結(jié)構(gòu)的最低溫度為916.74 K，最高溫度為985.86 K；其他區(qū)域的最低溫度為673.15 K，與鋁液接觸部位的最高溫度為1 063.16 K，出口溫度僅比入口低295.15 K。由此可知，鑄嘴材料的保溫性能優(yōu)良。

圖3 鋁液流動(dòng)時(shí)鑄嘴結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)Fig.3 Temperature field of casting nozzle solid structure when the molten aluminum was flowing

由圖4可知，在接近鑄嘴內(nèi)壁處流體的最低速度為0.166 m·s-1，在z方向中心區(qū)域最高速度為1.351 m·s-1。這種速度分布的不均勻必然會(huì)導(dǎo)致溫度分布的不均勻[12]，推測(cè)z方向中心區(qū)域的溫度要比內(nèi)壁處高10 ℃以上。與鑄嘴內(nèi)壁接觸的鋁液溫度低且流速慢，更容易與鑄嘴材料發(fā)生反應(yīng)，從而加劇鑄嘴堵塞。另外，在實(shí)際生產(chǎn)過程中，鋁液流動(dòng)速度和溫度分布的不均勻會(huì)導(dǎo)致鋁液在鑄軋結(jié)晶時(shí)產(chǎn)生偏析，在鋁板上產(chǎn)生明顯的條紋，不利于鋁板質(zhì)量的提高。

圖4 鑄嘴內(nèi)部鋁液的流動(dòng)速度場(chǎng)Fig.4 Velocity distribution of molten aluminum flowing inside the casting nozzle

3.2 宏觀形貌

由圖5可以看出，在不同溫度下反應(yīng)不同時(shí)間后，鑄嘴材料表面幾乎都出現(xiàn)了黑色物質(zhì)。這與實(shí)際連鑄生產(chǎn)后鐵板固定區(qū)域鑄嘴內(nèi)壁存在較多黑點(diǎn)的形貌(見圖6)存在相似性。

圖5 鑄嘴材料與鋁液在不同溫度反應(yīng)不同時(shí)間后的宏觀形貌Fig.5 Macromorphology of casting nozzle materials after reaction with molten aluminum at different temperatures for different times

圖6 實(shí)際連鑄生產(chǎn)后鐵板固定處鑄嘴內(nèi)壁的表面形貌Fig.6 Morphology of inner-surface of casting nozzle at the fixed position of iron plate after actual continuous casting

圖7 不同溫度反應(yīng)不同時(shí)間后鑄嘴材料表面黑色物質(zhì)的面積Fig.7 Areas of dark substances on surface of casting nozzle material after reaction at different temperatures for different times

使用ImageJ軟件測(cè)定試樣表面黑色物質(zhì)的面積。由圖7可以看出，隨著溫度的升高和時(shí)間的延長(zhǎng)，鑄嘴材料表面黑色物質(zhì)的生成量增多、面積變大。

3.3 物相組成

在不同溫度下與鋁液反應(yīng)不同時(shí)間后，鑄嘴材料表面黑色物質(zhì)的物相組成和微觀形貌相似，后文均以在950 ℃反應(yīng)12 h的試樣為例進(jìn)行說明。由圖8可知：鑄嘴材料的主要物相為莫來石(3Al2O3-2SiO2)和石英，與鋁液反應(yīng)后表面生成的黑色物質(zhì)的主要物相為Al2O3、硅、鋁。鑄嘴材料與鋁發(fā)生反應(yīng)后，莫來石和石英相消失，出現(xiàn)了硅、鋁單質(zhì)和大量Al2O3相。

3.4 微觀形貌及微區(qū)成分

由圖9可以看出：鑄嘴材料表面的莫來石相呈纖維狀交織[13]，直徑在125～250 nm；黑色物質(zhì)主要呈團(tuán)塊狀，其上有孔隙且附著有較多顆粒狀和棒狀物質(zhì)，黑色物質(zhì)邊界處為針棒狀纖維和塊狀團(tuán)聚物混合相。由此分析認(rèn)為，鑄嘴表面的莫來石纖維與鋁液反應(yīng)后產(chǎn)生了形狀不規(guī)則、多間隙的塊狀團(tuán)聚物，增大了鑄嘴內(nèi)壁的表面粗糙度，導(dǎo)致掛渣形成后難以被鋁液沖刷掉，從而加劇了鑄嘴堵塞。

圖8 鑄嘴材料及其與鋁液在950 ℃反應(yīng)12 h生成黑色物質(zhì)的XRD譜Fig.8 XRD patterns of casting nozzle materials (a) and dark substances (b) produced by reaction of casting nozzle material with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h

圖9 與鋁液在950 ℃保溫12 h反應(yīng)前后鑄嘴材料的表面SEM形貌Fig.9 SEM morphology of casting nozzle material surface before (a) and after (b-c) reaction with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h： (b) field of view 1 and (c) field of view 2

由表3結(jié)合圖9可以看出：位置1和位置2處的主要化學(xué)成分為鋁和氧，說明黑色物質(zhì)中的團(tuán)聚物主要為Al2O3；位置3處的主要化學(xué)成分為鋁和硅，說明顆粒狀物質(zhì)為硅、鋁單質(zhì)；位置4和位置7處的主要成分為鋁、硅、氧，推測(cè)該處塊狀和棒狀物質(zhì)含有莫來石和Al2O3，此處為反應(yīng)結(jié)合界面；位置5處為鑄嘴材料中未發(fā)生反應(yīng)的莫來石纖維，位置6處為反應(yīng)析出的Al2O3顆粒。

表3 與鋁液反應(yīng)后鑄嘴材料表面不同位置的EDS分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 3 EDS analysis results of different positions on surface of casting nozzle material after reaction with molten aluminum (mass) %

由圖10可以看出：與鋁液反應(yīng)后鑄嘴材料的截面由具有明顯分界的淺色區(qū)域和深色區(qū)域組成，其中淺色區(qū)域?yàn)殍T嘴材料，深色區(qū)域?yàn)榉磻?yīng)生成物；截面上的氧元素分布較為均勻；鋁元素大部分以Al2O3的形式分布在反應(yīng)后的深色區(qū)域，少部分分布在鑄嘴材料中,以莫來石相呈現(xiàn)；硅元素主要以石英的形式分布在鑄嘴材料中，少量分布在反應(yīng)后的深色區(qū)域，主要以反應(yīng)生成的單質(zhì)硅形式存在。

3.5 鑄嘴掛渣的組成及堵塞機(jī)理

綜上所述，在一定溫度下鋁液與鑄嘴材料中的SiO2發(fā)生置換反應(yīng)生成單質(zhì)硅和Al2O3，反應(yīng)方程為

(1)

由熱力學(xué)計(jì)算手冊(cè)[14]可知，在850～950 ℃時(shí)，式(1)中各物質(zhì)的吉布斯自由能G均小于0;在氧勢(shì)圖[15]中，Al2O3比SiO2位置要低，鋁對(duì)氧的親和力比硅對(duì)氧的親和力強(qiáng)。故850～950 ℃時(shí)該置換反應(yīng)能夠發(fā)生，且溫度越高，ΔG越負(fù)，反應(yīng)越容易發(fā)生。因此，隨著反應(yīng)溫度的升高及反應(yīng)時(shí)間的延長(zhǎng)，鑄嘴材料表面的黑色物質(zhì)越來越多。

圖10 與鋁液在950 ℃反應(yīng)12 h后鑄嘴材料的截面形貌及元素面分布Fig.10 Morphology and element distribution of cross section of nozzle material after reaction with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h: (a) macromorphology; (b) secondary electron morphology; (c) distribution of O; (d) distribution of Al and (e) distribution of Si

在連鑄過程中鋁液會(huì)不斷與鑄嘴材料發(fā)生反應(yīng)形成Al2O3夾渣。在生產(chǎn)初始階段，鑄嘴內(nèi)壁表面光滑，鋁液流動(dòng)速度較快，能夠不斷沖刷掉內(nèi)壁表面的反應(yīng)產(chǎn)物(Al2O3和單質(zhì)硅)。Al2O3和單質(zhì)硅與鋁形成的合金(硅含量較少時(shí)可部分溶于鋁液)由此進(jìn)入鋁液,同時(shí)與鑄嘴內(nèi)壁接觸的鋁液溫度較低，這兩種因素共同作用造成鋁液黏度升高、流速下降[16]，從而降低了鋁液的沖刷能力，導(dǎo)致鑄嘴內(nèi)壁上的夾渣越來越多，型腔越來越狹窄。此外，由于鑄嘴材料是一種多孔材料，鋁液與鑄嘴材料的反應(yīng)不僅發(fā)生在表面，還會(huì)發(fā)生在內(nèi)部。在鋁液的沖刷作用下反應(yīng)產(chǎn)物脫離時(shí)會(huì)在鑄嘴表面形成微小凹坑，且反應(yīng)生成物疏松多孔，這些均會(huì)增大鑄嘴內(nèi)壁的表面粗糙度；而熔融鋁液在粗糙的表面更容易發(fā)生凝固。因此，隨著連鑄的不斷進(jìn)行，鑄嘴內(nèi)壁表面的夾渣越來越多，鋁液通道不斷變窄，最終導(dǎo)致鋁液不能流動(dòng)，鑄嘴堵塞。

4 結(jié) 論

(1) 有限元計(jì)算結(jié)果表明在鋁液流動(dòng)過程中，鐵板固定處鑄嘴的溫度較其他區(qū)域的低，溫度梯度較大，壓力較大，導(dǎo)致該處鋁液黏度增大、流速變慢，容易發(fā)生掛渣；鑄嘴型腔中間區(qū)域的鋁液流動(dòng)速度比鑄嘴內(nèi)壁附近的大，導(dǎo)致鋁液流動(dòng)過程中溫度分布不均勻，與鑄嘴壁接觸區(qū)域的鋁液普遍溫度較低，易發(fā)生掛渣堵塞。

(2) 鋁液與鑄嘴材料中的SiO2會(huì)發(fā)生置換反應(yīng)，生成Al2O3夾渣和單質(zhì)硅； Al2O3一方面會(huì)造成鑄嘴內(nèi)壁表面粗糙度增大，另一方面會(huì)進(jìn)入鋁液使其黏度增大、流速變慢，不能及時(shí)沖刷掉鑄嘴內(nèi)壁表面掛渣，從而使得內(nèi)壁上的Al2O3夾渣不斷增多，鋁液通道不斷變窄，最終導(dǎo)致鑄嘴堵塞。