邵 輝 葉春洋 仲紅剛 李仁興 徐智帥 翟啟杰

(上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444)

由于批量小、尺寸大和質(zhì)量要求高等原因，部分特殊鋼仍主要采用模鑄工藝生產(chǎn)。但隨著鑄錠體積的增大，其缺陷越來(lái)越難以控制，如粗大的樹(shù)枝晶、心部縮孔、冒口正偏析、中心“V”型偏析，1/2半徑“A”型偏析及底部負(fù)偏析等。為使鑄錠組織均質(zhì)化，業(yè)已采取了很多措施，如振動(dòng)[1- 3]、超聲波[4- 5]、電磁場(chǎng)[6- 9]和添加鋼球[10]等。李殿中等[11]研究發(fā)現(xiàn)，達(dá)到一定體積分?jǐn)?shù)的氧化物基夾雜物產(chǎn)生的浮力能促進(jìn)通道偏析的形成，認(rèn)為控制氧含量是解決通道偏析的根本方法。多包澆注法[12- 13]可在一定程度上降低元素偏析程度。但隨著鑄錠尺寸的增加，由于前后澆注的熔體充分混合，會(huì)影響多包澆注改善鑄錠整體偏析的效果。李軍等[14]提出了一種層狀鑄造(layer casting)法，在降低多相流速、提高凝固速率均勻性、改變?nèi)苜|(zhì)分凝方面效果顯著，提高了鑄錠的均質(zhì)化水平。但該方法操作復(fù)雜，難以實(shí)際應(yīng)用。

脈沖磁致振蕩(pulsed magneto oscillation, PMO)凝固均質(zhì)化技術(shù)[15- 18]是在揭示脈沖電流細(xì)晶機(jī)制[19]的基礎(chǔ)上提出的，其基本原理是感應(yīng)脈沖電流在金屬液內(nèi)產(chǎn)生“電致過(guò)冷”效應(yīng)，促進(jìn)形核并形成“結(jié)晶雨”，從而細(xì)化凝固組織。目前，PMO技術(shù)已在連鑄生產(chǎn)中應(yīng)用[20- 24]，均質(zhì)化效果顯著。關(guān)于模鑄宏觀偏析問(wèn)題，本研究團(tuán)隊(duì)提出了便于實(shí)施的液面脈沖磁致振蕩，并對(duì)5和9 t的45鋼鑄錠進(jìn)行了工業(yè)試驗(yàn)[25- 27]。在此基礎(chǔ)上，為進(jìn)一步簡(jiǎn)化操作，改善處理效果，提出了冒口脈沖磁致振蕩技術(shù)[28- 30]，用該技術(shù)處理的鋼錠凝固組織顯著細(xì)化，錠身部位宏觀偏析基本消除，且?jiàn)A雜物的分布明顯改變[31]。研究發(fā)現(xiàn)，雖然大型鑄錠采用的圓柱形冒口補(bǔ)縮效果較好，但材料收得率較低，且由于脈沖磁場(chǎng)衰減較快，磁致振蕩難以作用到冒口的中心部位，鑄錠的最后凝固區(qū)得不到有效處理。

本文提出圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩(round- table hot- top pulsed magneto- oscillation, R- HPMO)處理，將圓柱形冒口改為圓臺(tái)形。該方法的冒口體積顯著縮小，磁場(chǎng)及電磁力可作用到冒口中心的最后凝固區(qū)，處理效果有望進(jìn)一步提高，且能耗顯著下降。研究了圓臺(tái)形冒口經(jīng)脈沖磁致振蕩處理的鑄錠的電磁場(chǎng)、電磁力及流場(chǎng)分布，并通過(guò)澆注Al- 3%Si(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)合金鑄錠研究了其均質(zhì)化效果。

1 試驗(yàn)材料與方法

鑄型、圓臺(tái)形冒口及脈沖磁致振蕩線圈的尺寸見(jiàn)圖1，圖中線圈形狀為圓臺(tái)形，6匝，用中空的純銅導(dǎo)線管繞制而成。試驗(yàn)材料為Al- 3%Si合金，鑄錠處理參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 鑄型、圓臺(tái)形冒口及脈沖磁致振蕩線圈的尺寸圖Fig.1 Dimensional drawing of the cast mould, round- table hot- top and PMO coil

表1 試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameters

試驗(yàn)前，準(zhǔn)備干凈的黏土坩堝和304不銹鋼鑄型，鑄型內(nèi)壁噴涂BN涂料，以便于脫模。將經(jīng)稱量的純鋁(99.9%)放入干燥的黏土坩堝，并置于兩臺(tái)井式爐中熔化。在700 ℃保溫1 h去除氧化皮；將塊狀純硅(99%)加入熔體，保溫1 h后攪拌均勻并再次去除氧化皮。隨后將熔體澆入烘干的304不銹鋼鑄型，澆注時(shí)間15 s。澆注后冒口加蓋石棉隔熱保溫，并立即進(jìn)行脈沖磁致振蕩處理，待鑄錠心部溫度達(dá)到共晶點(diǎn)時(shí)停止處理，測(cè)定冒口部位的溫度，如圖2(a)所示。

圖2 鑄錠測(cè)溫、宏觀組織及溶質(zhì)含量檢測(cè)的取樣示意圖Fig.2 Illustration of temperature survey and cutting samples used for detection of macrostructure and solute distribution in the ingot

待鑄錠冷卻至室溫脫模取樣，并將試樣沿軸向?qū)ζ?，?jiàn)圖2(b)。將其中一半試樣的縱剖面磨平進(jìn)行宏觀組織觀察(圖2(c))，腐蝕液為鹽酸、硝酸、氫氟酸和水(體積比12∶6∶1∶1)的混合試劑。在另一半試樣軸向取樣進(jìn)行成分檢測(cè)，如圖2(d)所示。采用電感耦合等離子體原子發(fā)射光譜儀測(cè)定合金硅含量。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型的建立

根據(jù)鑄錠的實(shí)際尺寸建立有限元模型，采用COMSOL Multiphysics軟件模擬熔體內(nèi)的流場(chǎng)和磁場(chǎng)。表2為Al- 3%Si合金鑄錠的熱物性參數(shù)。

表2 Al- 3%Si合金的熱物性參數(shù)Table 2 Thermophysical parameters of Al- 3%Si alloy

通過(guò)建立簡(jiǎn)化的二維軸對(duì)稱模型模擬圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩作用下鑄錠內(nèi)的電磁場(chǎng)及流場(chǎng)。數(shù)值模型分熔體、脈沖磁致振蕩線圈和空氣3個(gè)區(qū)域。為加快計(jì)算速度，對(duì)不同的區(qū)域采用不同尺寸的三角形網(wǎng)格，其中金屬液區(qū)域網(wǎng)格尺寸為熔體半徑的1/25。初始條件為熔體過(guò)熱度50 ℃。脈沖磁致振蕩處理參數(shù)見(jiàn)表1。

2.1.1 基本假設(shè)

(1)試驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱數(shù)值模型；(2)將金屬液視為不可壓縮牛頓流體；(3)不考慮金屬液溫度的降低及焦耳熱對(duì)金屬液溫度的影響；(4)不考慮感應(yīng)線圈中脈沖電流的趨膚效應(yīng)，電流在線圈中均勻分布；(5)忽略金屬液流動(dòng)對(duì)磁場(chǎng)分布的影響。

2.1.2 控制方程

為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，數(shù)值模擬分兩步進(jìn)行。首先，通過(guò)電磁場(chǎng)數(shù)值模擬計(jì)算金屬液中的電磁場(chǎng)分布。電磁場(chǎng)模型由以下方程控制：

(1)

(2)

(3)

(4)

解出熔體中電磁場(chǎng)分布后，調(diào)用第一步的模擬結(jié)果，通過(guò)K-ε模型計(jì)算金屬液中的流場(chǎng)分布?？刂品匠虨椋?/p>

(5)

(6)

式中ρ、p和μ分別表示金屬液的密度、壓力和金屬液的動(dòng)態(tài)粘度。

2.1.3 邊界條件

對(duì)于電磁場(chǎng)模型，設(shè)定空氣域邊界不導(dǎo)磁。在計(jì)算金屬液中流場(chǎng)分布時(shí)，設(shè)定與空氣層接觸的自由液面為滑動(dòng)壁，型壁處則為剛性壁面，即在自由液面處只考慮切向流速(垂直于液面的速度等于零)，在型壁處切向速度和法向速度均為零。

2.2 模擬結(jié)果

2.2.1 圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩在鑄錠內(nèi)形成的磁場(chǎng)

(1)磁感應(yīng)強(qiáng)度分布

由于脈沖電流具有周期性，因此在熔體內(nèi)感應(yīng)出的磁感應(yīng)強(qiáng)度、電磁力等同樣具有周期性。關(guān)于電磁場(chǎng)在熔體內(nèi)的分布規(guī)律已有相關(guān)研究[23,32]，本文僅選取鑄錠內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到最大值的時(shí)刻，如圖3所示。鄰近線圈的部位磁感應(yīng)強(qiáng)度最大，方向斜向上；鄰近鑄錠中心的磁場(chǎng)方向豎直向上。大功率處理時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度為302 mT，是小功率處理的3.03倍，方向向上。根據(jù)一個(gè)脈沖周期內(nèi)磁場(chǎng)的變化規(guī)律，磁感應(yīng)強(qiáng)度在T/4時(shí)刻達(dá)到最大值。這是由于脈沖電磁場(chǎng)是以波的形式在熔體內(nèi)傳播，這體現(xiàn)了磁場(chǎng)的傳播特性。

圖3 R- HPMO處理在熔體中產(chǎn)生的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度Fig.3 Maximum magnetic induction intensity generated by R- HPMO in the melt

(2)電磁力分布

脈沖磁致振蕩在鑄錠內(nèi)產(chǎn)生的電磁力如圖4所示。在一個(gè)周期內(nèi)，不同功率脈沖磁致振蕩的電磁力相差1個(gè)數(shù)量級(jí)，且徑向電磁力遠(yuǎn)大于軸向電磁力。徑向電磁力的正值表示其水平方向的分力指向邊緣，負(fù)值則相反；軸向電磁力的正值表示其豎直方向的分力垂直向上，負(fù)值則反之。

圖4 不同功率脈沖磁致振蕩處理鑄錠內(nèi)電磁力分布 Fig.4 Distribution of electromagnetic forces in the ingots treated by PMO of different powers

不同時(shí)刻電磁力在鑄錠內(nèi)的分布狀態(tài)見(jiàn)圖4。由圖4可以看出，電磁力方向始終垂直于線圈。由于存在趨膚效應(yīng)，電磁力僅存在于靠近線圈的熔體內(nèi)。圖4(a)為電磁力達(dá)到最大值時(shí)刻的分布狀態(tài)，大功率處理的極值是小功率處理的8.2倍。圖4(d)為電磁力最小的時(shí)刻，大功率處理的極值是小功率處理的9.9倍。在一個(gè)脈寬內(nèi)，電磁力的方向發(fā)生4次變換，但指向熔體中心的電磁力始終大于下一時(shí)刻指向邊緣的電磁力，這有利于熔體向中心運(yùn)動(dòng)，形成穩(wěn)定的強(qiáng)制對(duì)流，從而使型壁處的自由晶核向中心運(yùn)動(dòng)。在鑄錠中軸線上，根據(jù)電磁力在垂直方向的分力，冒口處的金屬液會(huì)向下運(yùn)動(dòng)，這有助于液面和型壁處形成的晶核向鑄錠底部漂落、沉積，從而形成結(jié)晶雨。

2.2.2 圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩在鑄錠內(nèi)形成的流場(chǎng)

不同功率冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠內(nèi)形成的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)見(jiàn)圖5。圖5(a)為穩(wěn)定流場(chǎng)的徑向分量，正值表示流場(chǎng)方向從徑向指向邊緣，負(fù)值表示流場(chǎng)方向從徑向指向中心。大功率處理時(shí)，指向鑄錠中心和邊緣的最大流速分別為333和257 mm/s，分別是小功率處理時(shí)的2.87倍和2.71倍。圖5(b)是穩(wěn)定流場(chǎng)的垂直分量，正值表示流場(chǎng)方向垂直向上，負(fù)值表示流場(chǎng)方向垂直向下。冒口內(nèi)形成了中心向上、沿邊緣向下的熔體流動(dòng)，其下方形成了中心向下、鑄型邊緣向上的流動(dòng)。冒口下半部分形成的流場(chǎng)幾乎占據(jù)了整個(gè)鑄錠。大功率處理時(shí)，流場(chǎng)向上和向下的最大流速分別為416和606 mm/s，分別是小功率處理時(shí)的2.68倍和3倍，均位于鑄錠中軸線處。圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩在鑄錠內(nèi)產(chǎn)生更大的向下流速有利于晶核漂落、沉積。圖5(c)為穩(wěn)定的二維流場(chǎng)，可以看出，脈沖磁致振蕩線圈在鑄錠中形成了“雙環(huán)流”，最大流速位于鑄錠中心，方向豎直向下，這一方面有利于冒口部位形成的晶核沉降至鑄錠底部；另一方面有利于高溶質(zhì)含量的熔體集中于冒口上部，從而減少鑄錠上部的正偏析。

圖5 不同功率R- HPMO處理的鑄錠內(nèi)形成的流場(chǎng)Fig.5 Flow field in the ingots treated by R- HPMO of different powers

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 鑄錠凝固組織

圖6為對(duì)比錠、不同功率處理錠冒口部位的冷卻曲線?？梢钥闯?，澆注后180 s內(nèi)，圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩加速了冒口中心部位液相的降溫速率，加快了凝固進(jìn)程。這主要是因?yàn)閺?qiáng)制對(duì)流提高了冒口邊緣和中心的熱交換速率，同時(shí)圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩產(chǎn)生的焦耳熱效應(yīng)不足以補(bǔ)償冒口散失的熱量。大功率處理(峰值電流為450 KIA)延長(zhǎng)了熔體達(dá)到共晶點(diǎn)的時(shí)間，證明隨固相分?jǐn)?shù)增加，強(qiáng)制對(duì)流逐步消失，圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩的加熱效果得以顯示。小功率處理(峰值電流為150 KIA)的降溫曲線未出現(xiàn)明顯變化，說(shuō)明焦耳熱效應(yīng)不顯著。

圖6 鑄錠冒口中心溫度隨時(shí)間的變化Fig.6 Variation of temperature in the hot- top centre of ingots with time

圖7是對(duì)比錠、不同功率處理錠的縱剖面的宏觀組織。從圖7(a)可以看出，未施加圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩的鑄錠在靠近型壁的四周生長(zhǎng)出粗大的柱狀晶，在柱狀晶生長(zhǎng)的末端形成了尺寸較大的等軸晶，最終凝固的冒口部位同樣也是粗大的等軸晶，鑄錠中心是較細(xì)小的等軸晶。圖7(b)是小功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠的凝固組織。同樣， 型壁四周是激冷形成的發(fā)達(dá)柱狀晶，但長(zhǎng)度略有縮短；從冒口到鑄錠底部，中心部位全部為細(xì)小的等軸晶。圖7(c)是大功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠的凝固組織，可以發(fā)現(xiàn)，柱狀晶長(zhǎng)度明顯縮短，且等軸晶更加細(xì)小。這可能是由于大功率處理時(shí)磁場(chǎng)和流場(chǎng)更強(qiáng)，有利于等軸晶大量形成和沉降所致。總體上，隨著脈沖磁致振蕩功率的增大，鑄錠等軸晶比例增大，晶粒尺寸明顯減小。由于圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理是在固液相線之間進(jìn)行，冒口處不能形成穩(wěn)定的凝固殼，脈沖磁致振蕩產(chǎn)生的間歇作用力形成的振蕩效應(yīng)使晶粒生長(zhǎng)的條件發(fā)生變化，冒口處形成的晶核不斷被振落，形成結(jié)晶雨并在底部堆積，直至完全凝固。

圖7 鑄錠的縱向宏觀組織(虛線為柱狀晶- 等軸晶界限)Fig.7 Longitudinal macrostructures of the ingots (dotted line being boundary between columnar and equiaxed grains)

3.2 鑄錠軸向溶質(zhì)偏析

圖8為對(duì)比錠、小功率和大功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠溶質(zhì)偏析指數(shù)沿軸線的分布。未施加圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠，其冒口出現(xiàn)嚴(yán)重的正偏析，偏析指數(shù)為0.80～1.16，極差為0.36；有7個(gè)點(diǎn)的偏析指數(shù)分布在0.9～1.1范圍以外，鑄錠軸向溶質(zhì)波動(dòng)大，如圖8(a)所示。而經(jīng)小功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠，溶質(zhì)波動(dòng)明顯減小，錠身偏析及冒口正偏析得到抑制，溶質(zhì)分布均勻；偏析指數(shù)為0.89～1.08，極差減小至0.19，如圖8(b)所示。經(jīng)大功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠，錠身部位溶質(zhì)波動(dòng)減小，其偏析指數(shù)為0.90～1.14，極差減小至0.24，如圖8(c)所示。施加圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩的鑄錠偏析指數(shù)幾乎均為0.9～1.1，可見(jiàn)，與未經(jīng)圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠相比，經(jīng)兩種功率冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠的偏析均得到了改善。

圖8 鑄錠中Si元素偏析指數(shù)的軸向分布Fig.8 Axial distribution of segregation index of silicon in the ingots

對(duì)比錠、小功率和大功率處理錠的溶質(zhì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為0.27、0.13、0.17，經(jīng)小功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠軸向成分波動(dòng)最小，分布最均勻，大功率處理的鑄錠次之，對(duì)比錠軸向成分波動(dòng)最大。在分別去除對(duì)比錠、小功率和大功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理的鑄錠冒口4個(gè)偏析點(diǎn)后，錠身溶質(zhì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為0.26、0.10、0.14，成分均勻性從好到差依次為小功率圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩處理錠、大功率處理錠、對(duì)比錠。數(shù)值模擬結(jié)果表明：間歇電磁力在鑄錠熔體軸向產(chǎn)生了最大的流速，這一方面使溶質(zhì)沿鑄錠軸線充分流動(dòng)，導(dǎo)致溶質(zhì)分布更均勻；另一方面，環(huán)流的形成，大大降低了由于選分結(jié)晶導(dǎo)致冒口元素富集而形成的正偏析的嚴(yán)重程度，流場(chǎng)可將富集在冒口的溶質(zhì)帶入鑄錠底部，從而減輕宏觀偏析。

4 結(jié)論

(1)圓臺(tái)形冒口脈沖磁致振蕩在鑄錠內(nèi)形成上、下兩個(gè)方向相反的環(huán)流，且鑄錠中軸線向下的液流速度最大，強(qiáng)制對(duì)流有利于鑄錠溫度場(chǎng)均勻化，加速過(guò)熱度的減小。下環(huán)流有利于冒口處磁致振蕩處理形成的等軸晶核被流場(chǎng)推動(dòng)、裹挾至鑄錠底部，導(dǎo)致等軸晶在鑄錠中心逐層堆積，從而促進(jìn)整個(gè)鑄錠心部的凝固組織細(xì)化。上環(huán)流主要局限于冒口中線以上區(qū)域，這有利于將溶質(zhì)富集密度較小的金屬液聚集并限制在冒口上部，從而顯著縮小冒口正偏析區(qū)的范圍。

(2)相比于圓柱形冒口，圓臺(tái)形冒口有效減少了液面與空氣的熱交換，加之R- HPMO的焦耳熱效應(yīng)，冒口補(bǔ)縮效果明顯改善，有利于提高鑄錠的收得率。較大功率R- HPMO處理推遲了鑄錠冒口處共晶點(diǎn)的出現(xiàn)，這是因?yàn)殡S著強(qiáng)制對(duì)流逐步消失，R- HPMO使冒口部位的焦耳熱效應(yīng)得以顯現(xiàn)出來(lái)。

(3)經(jīng)R- HPMO處理的Al- 3%Si合金鑄錠柱狀晶區(qū)縮小，心部等軸晶明顯細(xì)化，且沿錠身軸線的成分標(biāo)準(zhǔn)偏差從0.26降至0.10。R- HPMO處理鑄錠的凝固組織明顯細(xì)化、宏觀偏析顯著減輕，均質(zhì)化效果顯著。