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。