工程科学学报，第41卷，第1期：96-103,2019年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.I:96-103,January 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.010;http://journals.ustb.edu.cn 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 王莹12)，李晓谦12,3)，李瑞卿2,3)区，田阳12) 1)中南大学机电工程学院，长沙4100832)高性能复杂制造国家重点实验室，长沙410083 3)中南大学轻合金研究院，长沙410083 ☒通信作者，E-mail:187430@126.com 摘要在直径为650mm的铝合金热顶半连续铸造过程中施加双源超声振动系统，研究3种超声辐射杆浸入深度对铸锭宏 观凝固组织的影响.基于铝合金铸锭凝固组织形貌的检测结果以及ANSYS等有限元软件对铸造过程中声场的仿真结果，深 入探讨了超声辐射杆在不同的施振深度下对铝合金铸锭凝固组织细化机制的影响.结果表明：随着超声辐射杆施振深度的增 加，铸锭截面组织整体进一步细化，晶粒形状由发达的枝晶变为等轴枝晶：由于超声辐射杆端面以及柱面存在几个固定位置 处振动波峰，在铝熔体中不同的超声施振深度下存在不同的超声空化范围，进而导致凝固组织的细化机制也不同. 关键词铝合金：热顶铸造：有限元法；振动波峰：超声空化：细化机制 分类号TG148:TB559 Fine grain mechanism of ultrasonic vibration depth in large diameter aluminum ingot hot-top casting WANG Ying.2),LI Xiao-qian'.23),LI Rui-qing.,TIAN Yang.2) 1)College of Mechanical and Electrical Engineering,Central South University,Changsha 410083,China 2)State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing,Changsha 410083,China 3)Light Alloy Research Institute,Central South University,Changsha 410083,China Corresponding author,E-mail:Il87430@126.com ABSTRACT With the development of the aerospace industry and the need for industrialized production,the casting processes of large diameter aluminum alloy ingot have come into focus in the industry.Among them,ultrasonic-assisted casting technology is widely used.Ultrasonic-assisted casting technology has the advantages of improving solute segregation of ingot and refining solidification organ- ization.Other advantages have been widely reported.At present,most of the aluminum ingots used in the non-hot top ultrasonic casting process with very shallow liquid cavities,while the casting process does not involve the issue of ultrasonic vibration depth.With the use of a hot-top mold for ultrasound in the casting and casting process of large diameter ingot,the liquid level of aluminum melt is very high.The ultrasonic vibration depth will affect the cavitation range and finally affect the fine grain effect of the ingot.In the present study,a double source ultrasonic vibration system was applied in the process of semi-continuous casting of aluminum alloy with a diam- eter of 650 mm,and the influence of ultrasonic immersion depth on the macroscopic solidification structure of ingot was studied.Based on the test results of the solidified microstructure of aluminum alloy ingot and the simulation results of the sound field of the finite ele- ment software such as ANSYS,the mechanism of the microstructure refinement of the aluminum alloy ingot under different vibration depths was discussed at length.Study results show that,with increasing vibrational depth of the supersonic radiation rod,the whole cross section of the ingot is further refined,and grain shape changs from developed dendrites to equiaxed dendrites.Because of the end 收稿日期：2017-12-07 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51475480,51575539,51605496，U1637601):中南大学研究生自主探索创新资助项目(1053320171530)
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期:96鄄鄄103,2019 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 1: 96鄄鄄103, January 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 01. 010; http: / / journals. ustb. edu. cn 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 王 莹1,2) , 李晓谦1,2,3) , 李瑞卿2,3)苣 , 田 阳1,2) 1) 中南大学机电工程学院, 长沙 410083 2) 高性能复杂制造国家重点实验室, 长沙 410083 3) 中南大学轻合金研究院, 长沙 410083 苣通信作者, E鄄mail: lll87430@ 126. com 摘 要 在直径为 650 mm 的铝合金热顶半连续铸造过程中施加双源超声振动系统,研究 3 种超声辐射杆浸入深度对铸锭宏 观凝固组织的影响. 基于铝合金铸锭凝固组织形貌的检测结果以及 ANSYS 等有限元软件对铸造过程中声场的仿真结果,深 入探讨了超声辐射杆在不同的施振深度下对铝合金铸锭凝固组织细化机制的影响. 结果表明:随着超声辐射杆施振深度的增 加,铸锭截面组织整体进一步细化,晶粒形状由发达的枝晶变为等轴枝晶;由于超声辐射杆端面以及柱面存在几个固定位置 处振动波峰,在铝熔体中不同的超声施振深度下存在不同的超声空化范围,进而导致凝固组织的细化机制也不同. 关键词 铝合金; 热顶铸造; 有限元法; 振动波峰; 超声空化; 细化机制 分类号 TG148; TB559 收稿日期: 2017鄄鄄12鄄鄄07 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51475480,51575539,51605496,U1637601);中南大学研究生自主探索创新资助项目(1053320171530) Fine grain mechanism of ultrasonic vibration depth in large diameter aluminum ingot hot鄄top casting WANG Ying 1, 2) , LI Xiao鄄qian 1, 2,3) , LI Rui鄄qing 2, 3)苣 , TIAN Yang 1, 2) 1) College of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China 2) State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Changsha 410083, China 3) Light Alloy Research Institute, Central South University, Changsha 410083, China 苣 Corresponding author,E鄄mail:lll87430@ 126. com ABSTRACT With the development of the aerospace industry and the need for industrialized production, the casting processes of large diameter aluminum alloy ingot have come into focus in the industry. Among them, ultrasonic鄄assisted casting technology is widely used. Ultrasonic鄄assisted casting technology has the advantages of improving solute segregation of ingot and refining solidification organ鄄 ization. Other advantages have been widely reported. At present, most of the aluminum ingots used in the non鄄hot top ultrasonic casting process with very shallow liquid cavities, while the casting process does not involve the issue of ultrasonic vibration depth. With the use of a hot鄄top mold for ultrasound in the casting and casting process of large diameter ingot, the liquid level of aluminum melt is very high. The ultrasonic vibration depth will affect the cavitation range and finally affect the fine grain effect of the ingot. In the present study, a double source ultrasonic vibration system was applied in the process of semi鄄continuous casting of aluminum alloy with a diam鄄 eter of 650 mm, and the influence of ultrasonic immersion depth on the macroscopic solidification structure of ingot was studied. Based on the test results of the solidified microstructure of aluminum alloy ingot and the simulation results of the sound field of the finite ele鄄 ment software such as ANSYS, the mechanism of the microstructure refinement of the aluminum alloy ingot under different vibration depths was discussed at length. Study results show that, with increasing vibrational depth of the supersonic radiation rod, the whole cross section of the ingot is further refined, and grain shape changs from developed dendrites to equiaxed dendrites. Because of the end
王莹等：大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 .97。 faces of the ultrasonic radiation rod,there is a vibrational peak at the fixed position,which leads to different ultrasonic cavities under different ultrasonic vibrational depths in the aluminum melt.This leads to different refinement mechanisms of the solidified structure. KEY WORDS aluminum alloy;hot roof casting;finite element method;vibration peaks;ultrasonic cavitation;refinement mecha- nism 航天航空飞行器的工作环境恶劣，条件极端，所 艺，液穴深度很浅，未涉及到超声施振深度问题：而 以为了满足飞行器的工作需求，延长其使用寿命，需 圆锭采用热顶结晶器进行超声铸造，液穴较深，需要 要对其机械结构不断优化的同时还要提高其材料的 考虑超声施振深度对铸锭的影响.但目前并没有专 性能.航天航空飞行器的材料多数为合金材料，比 门针对铝合金超声铸造中施振深度的研究，而实际 如铝合金材料就是航天航空飞行器中应用最为广泛 上由于热顶铸造过程中铝熔体液位极高，超声施振 的合金材料.作为我国航空火箭能否顺利研发与运 深度会影响超声空化范围，不同的施振深度及空化 行的关键性技术，高强铝合金材料的研发与制造技 范围对铝熔体凝固过程的作用机制不同，因此急需 术一直以来都是需要不断突破的课题.超声处理由 开展关于不同超声施加深度对铝合金凝固组织细化 于具有空化与声流作用而被广泛运用于各个领域， 机制方面的研究 其中空化作用伴随着机械效应、热效应、化学效应 在大直径铝合金铸锭实验过程中，由于单源超 等-)].在进行铝合金铸造时，常规俦造方法存在凝 声振动系统作用范围有限且结晶器的结构具有对称 固组织粗大、合金元素偏析严重等问题，但在超声辅 性，故本文在直径为650mm的热顶半连续铸造生产 助铸造中，超声在铝熔体中产生的空化作用具有改 中施加对称分布的双源超声振动系统进行铝合金圆 善溶质元素偏析]、增大合金元素固溶度以及细化 锭铸造，研究了超声辐射杆浸入深度对铸锭宏观组 铸锭凝固组织等诸多优点[3-].近年来，随着航天事 织的影响，并针对辐射杆不同的施振深度，进行基于 业的发展以及工业化生产的需要，大直径铝合金铸 有限元法的声场与位移场仿真，深入探讨了超声空 锭的超声铸造工艺成为行业研究热点，黎正华 化作用对铝熔体凝固过程的作用机制. 等[6-刀研究了超声对铸造扁锭铝合金宏观偏析规律 1超声铸造实验与仿真 的影响，结果表明超声能显著改善溶质元素的宏微 观偏析，提高溶质元素晶内固溶程度：ⅵ等)研究 1.1超声半连续铸造实验材料与方法 了多源超声对大规格圆锭铝合金热顶铸造凝固组织 本次实验使用20t半连续铸造机并配备尺寸为 与宏观偏析的影响，结果表明超声能够有效细化铸 650mm热顶式结晶器进行2219铝合金铸造，其中 锭晶粒并改善铸锭组织分布的均匀性.对于大规格 热顶具有保温、防止熔体二次污染等优点，如图1 铝合金铸锭，如扁锭，其大多采用非热顶超声铸造工 (a)所示. (a) b 1一热顶式结品器 2一超声振动系统 3一溶池 4一浇口 5一冷凝水 6糊状区 铸 7一凝固区 8一引錠器 向 图1铸造及检测示意图.(a)双源超声热顶式铸造：(b)凝固组织取样位置 Fig.I Casting and testing schematic:(a)hot-top dual-source ultrasonic casting;(b)solidified tissue sampling position 半连续铸造机开启后，从熔炼炉倾倒出来的铝 熔体进入除气净化装置进行精炼，随后通过导流槽
王 莹等: 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 faces of the ultrasonic radiation rod, there is a vibrational peak at the fixed position, which leads to different ultrasonic cavities under different ultrasonic vibrational depths in the aluminum melt. This leads to different refinement mechanisms of the solidified structure. KEY WORDS aluminum alloy; hot roof casting; finite element method; vibration peaks; ultrasonic cavitation; refinement mecha鄄 nism 航天航空飞行器的工作环境恶劣,条件极端,所 以为了满足飞行器的工作需求,延长其使用寿命,需 要对其机械结构不断优化的同时还要提高其材料的 性能. 航天航空飞行器的材料多数为合金材料,比 如铝合金材料就是航天航空飞行器中应用最为广泛 的合金材料. 作为我国航空火箭能否顺利研发与运 行的关键性技术,高强铝合金材料的研发与制造技 术一直以来都是需要不断突破的课题. 超声处理由 于具有空化与声流作用而被广泛运用于各个领域, 其中空化作用伴随着机械效应、热效应、化学效应 等[1鄄鄄2] . 在进行铝合金铸造时,常规铸造方法存在凝 固组织粗大、合金元素偏析严重等问题,但在超声辅 助铸造中,超声在铝熔体中产生的空化作用具有改 善溶质元素偏析[3] 、增大合金元素固溶度以及细化 铸锭凝固组织等诸多优点[3鄄鄄5] . 近年来,随着航天事 业的发展以及工业化生产的需要,大直径铝合金铸 锭的超声铸造工艺成为行业研究热点, 黎正华 等[6鄄鄄7]研究了超声对铸造扁锭铝合金宏观偏析规律 的影响,结果表明超声能显著改善溶质元素的宏微 观偏析,提高溶质元素晶内固溶程度;Li 等[8] 研究 了多源超声对大规格圆锭铝合金热顶铸造凝固组织 与宏观偏析的影响,结果表明超声能够有效细化铸 锭晶粒并改善铸锭组织分布的均匀性. 对于大规格 铝合金铸锭,如扁锭,其大多采用非热顶超声铸造工 艺,液穴深度很浅,未涉及到超声施振深度问题;而 圆锭采用热顶结晶器进行超声铸造,液穴较深,需要 考虑超声施振深度对铸锭的影响. 但目前并没有专 门针对铝合金超声铸造中施振深度的研究,而实际 上由于热顶铸造过程中铝熔体液位极高,超声施振 深度会影响超声空化范围,不同的施振深度及空化 范围对铝熔体凝固过程的作用机制不同,因此急需 开展关于不同超声施加深度对铝合金凝固组织细化 机制方面的研究. 在大直径铝合金铸锭实验过程中,由于单源超 声振动系统作用范围有限且结晶器的结构具有对称 性,故本文在直径为 650 mm 的热顶半连续铸造生产 中施加对称分布的双源超声振动系统进行铝合金圆 锭铸造,研究了超声辐射杆浸入深度对铸锭宏观组 织的影响,并针对辐射杆不同的施振深度,进行基于 有限元法的声场与位移场仿真,深入探讨了超声空 化作用对铝熔体凝固过程的作用机制. 1 超声铸造实验与仿真 1郾 1 超声半连续铸造实验材料与方法 本次实验使用 20 t 半连续铸造机并配备尺寸为 准650 mm 热顶式结晶器进行 2219 铝合金铸造,其中 热顶具有保温、防止熔体二次污染等优点,如图 1 (a)所示. 图 1 铸造及检测示意图. (a)双源超声热顶式铸造;(b)凝固组织取样位置 Fig. 1 Casting and testing schematic: (a) hot鄄top dual鄄source ultrasonic casting; (b) solidified tissue sampling position 半连续铸造机开启后,从熔炼炉倾倒出来的铝 熔体进入除气净化装置进行精炼,随后通过导流槽 ·97·
·98. 工程科学学报，第41卷，第1期 平稳地流入热顶式结晶器，在结晶器中加入两套对 称分布的超声振动系统开始超声铝合金圆锭半连续 铸造.本研究共进行三次施加超声的铸造试验与一 次只加入超声振动系统而不施振的对比铸造试验， 超声铸造时超声振动系统的辐射杆分别浸入铝熔体 液面以下110、190与280mm.半连续铸造过程中， 铸造系统处于稳定状态，超声振动系统相对于铝合 金熔池的位置不变，待铸造完成后，在铸锭中部进行 切割处理，获取横截面试片进行凝固组织检测，如图 l(b)所示，并利用Leica台式金相显微镜观察分析 铸锭微观组织. 1.2超声铸造声场仿真 为了探索铝熔体中声场分布规律，基于20t半 图2双源超声铸造仿真模型 Fig.2 Dual-source ultrasonic casting simulation model 连续铝合金铸造机，建立双源铝合金超声铸造仿真 计算模型.由压电式换能器、45钢变幅杆及钛合金 超声的I-A中，主要为发达的柱状枝晶与二次枝 辐射杆组成的超声振动系统作用于2219铝熔体，形 晶，平均晶粒尺寸约为465um;在I-B中，有少量等 成了辐射杆与铝熔体的流固耦合边界.利用ANSYS 轴晶出现，但主要为二次臂比较发达的枝晶，晶粒尺 有限元软件仿真计算辐射杆在铝熔体中不同浸人深 寸约为415um;在I-C中，有部分的等轴枝品出现， 度情况下的声场分布，双源超声铸造仿真网格模型 但晶粒尺寸较大，尺寸约为295um.在Ⅱ、Ⅲ和N组 如图2所示.假定超声波在密度均匀的铝熔体中以 中，铸锭心部区域（即A处）主要是圆整的等轴状枝 线性波传播，则可以得到以下声压方程]： 晶，晶粒尺寸分别约为379、368与354m;1/2半径 附近（即B处）铸锭晶粒的形貌比较圆整，存在均布 (1) 的细小等轴晶，晶粒尺寸分别约为318、293和 假定在该铝熔体中超声波进行简谐振动，则有： 263m:铸锭边部（即C处）组织主要是弥散分布的 P(r,t)=p(r)eim (2) 细小等轴晶，晶粒尺寸分别约为237、226和213μm. 将式(2)代入式(1)得到铝熔体中声压的Helmholtz 由此可知，铸锭的晶粒尺寸随着超声辐射杆浸入深 方程： 度的增加而不断减小 FP+OP-0 (3) 图4为铝合金铸锭沿径向方向不同位置处取样 进行显微组织检测所统计得出的晶粒尺寸变化趋 式中：P为声压，Pa:p为铝合金密度，kgm-;c为铝 势，进一步分析得知，铸锭心部组织粗大，但是晶粒 熔体中的声速，ms;t为时间，s:w为角频率，rad 最粗大区域出现在铸锭中心附近而不在中心处，随 s1;r为空间点(x,y,z)到原点的距离，m;72为拉 着辐射杆浸入深度的增加该现象越发明显，这说明 普拉斯算符.基于声压方程(3)，运用ANSYS软件 铸锭心部组织在不同的超声工艺下存在不同程度的 对超声辐射杆向铝熔体介质施加超声波时产生的声 细化现象；在铸锭边部，晶粒尺寸细小并且随着超声 场进行仿真计算 辐射杆浸入深度的增加晶粒尺寸不断减小，铸锭的 2实验结果 晶粒尺寸由边部向心部呈逐渐变大趋势.在不同超 声处理工艺下，铸锭晶粒尺寸的变化趋势大致相同， 2.1铸锭显微组织 即边部晶粒较细，心部较粗大.综上可知，不同的超 图3为铝合金铸锭在不同超声施振深度下的显 声处理工艺均可以细化铝合金铸锭组织，但细化效 微组织对比图.图中I、Ⅱ、Ⅲ和V四组对比图分别 果并不相同，随着超声辐射杆浸入深度的增加，组织 代表未施加超声、施加超声且辐射杆浸入深度分别 细化效果越发明显：并且超声处理对铸锭1/2半径 为110、190以及280mm时的显微组织：A、B与C代 到边部这一区域细化效果最为明显 表取样位置分别在铸锭中心处、1/2半径附近处以 2.2铸造声场分布 及距离铸锭边缘30mm的边部.可以看出在未施加 通过对流固耦合模型的有限元仿真计算得到铝
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 平稳地流入热顶式结晶器,在结晶器中加入两套对 称分布的超声振动系统开始超声铝合金圆锭半连续 铸造. 本研究共进行三次施加超声的铸造试验与一 次只加入超声振动系统而不施振的对比铸造试验, 超声铸造时超声振动系统的辐射杆分别浸入铝熔体 液面以下 110、190 与 280 mm. 半连续铸造过程中, 铸造系统处于稳定状态,超声振动系统相对于铝合 金熔池的位置不变,待铸造完成后,在铸锭中部进行 切割处理,获取横截面试片进行凝固组织检测,如图 1(b)所示,并利用 Leica 台式金相显微镜观察分析 铸锭微观组织. 1郾 2 超声铸造声场仿真 为了探索铝熔体中声场分布规律,基于 20 t 半 连续铝合金铸造机,建立双源铝合金超声铸造仿真 计算模型. 由压电式换能器、45 钢变幅杆及钛合金 辐射杆组成的超声振动系统作用于 2219 铝熔体,形 成了辐射杆与铝熔体的流固耦合边界. 利用 ANSYS 有限元软件仿真计算辐射杆在铝熔体中不同浸入深 度情况下的声场分布,双源超声铸造仿真网格模型 如图 2 所示. 假定超声波在密度均匀的铝熔体中以 线性波传播,则可以得到以下声压方程[9] : ( 驻 1 籽 驻 P ) - 1 籽c 2 鄣 2P 鄣t 2 = 0 (1) 假定在该铝熔体中超声波进行简谐振动,则有: P(r,t) = p(r)e i棕t (2) 将式(2)代入式(1)得到铝熔体中声压的 Helmholtz 方程: 2驻 P + 棕 2 c 2 P = 0 (3) 式中:P 为声压,Pa;籽 为铝合金密度,kg·m - 1 ;c 为铝 熔体中的声速,m·s - 1 ;t 为时间,s;棕 为角频率,rad· s - 1 ;r 为空间点( x,y,z) 到原点的距离,m; 驻2为拉 普拉斯算符. 基于声压方程(3),运用 ANSYS 软件 对超声辐射杆向铝熔体介质施加超声波时产生的声 场进行仿真计算. 2 实验结果 2郾 1 铸锭显微组织 图 3 为铝合金铸锭在不同超声施振深度下的显 微组织对比图. 图中玉、域、芋和吁四组对比图分别 代表未施加超声、施加超声且辐射杆浸入深度分别 为 110、190 以及280 mm 时的显微组织;A、B 与 C 代 表取样位置分别在铸锭中心处、1 / 2 半径附近处以 及距离铸锭边缘 30 mm 的边部. 可以看出在未施加 图 2 双源超声铸造仿真模型 Fig. 2 Dual鄄source ultrasonic casting simulation model 超声的玉鄄A 中,主要为发达的柱状枝晶与二次枝 晶,平均晶粒尺寸约为 465 滋m;在玉鄄B 中,有少量等 轴晶出现,但主要为二次臂比较发达的枝晶,晶粒尺 寸约为 415 滋m;在玉鄄C 中,有部分的等轴枝晶出现, 但晶粒尺寸较大,尺寸约为 295 滋m. 在域、芋和郁组 中,铸锭心部区域(即 A 处)主要是圆整的等轴状枝 晶,晶粒尺寸分别约为 379、368 与 354 滋m;1 / 2 半径 附近(即 B 处)铸锭晶粒的形貌比较圆整,存在均布 的细 小 等 轴 晶, 晶 粒 尺 寸 分 别 约 为 318、 293 和 263 滋m;铸锭边部(即 C 处)组织主要是弥散分布的 细小等轴晶,晶粒尺寸分别约为 237、226 和213 滋m. 由此可知,铸锭的晶粒尺寸随着超声辐射杆浸入深 度的增加而不断减小. 图 4 为铝合金铸锭沿径向方向不同位置处取样 进行显微组织检测所统计得出的晶粒尺寸变化趋 势,进一步分析得知,铸锭心部组织粗大,但是晶粒 最粗大区域出现在铸锭中心附近而不在中心处,随 着辐射杆浸入深度的增加该现象越发明显,这说明 铸锭心部组织在不同的超声工艺下存在不同程度的 细化现象;在铸锭边部,晶粒尺寸细小并且随着超声 辐射杆浸入深度的增加晶粒尺寸不断减小,铸锭的 晶粒尺寸由边部向心部呈逐渐变大趋势. 在不同超 声处理工艺下,铸锭晶粒尺寸的变化趋势大致相同, 即边部晶粒较细,心部较粗大. 综上可知,不同的超 声处理工艺均可以细化铝合金铸锭组织,但细化效 果并不相同,随着超声辐射杆浸入深度的增加,组织 细化效果越发明显;并且超声处理对铸锭 1 / 2 半径 到边部这一区域细化效果最为明显. 2郾 2 铸造声场分布 通过对流固耦合模型的有限元仿真计算得到铝 ·98·
王莹等：大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 .99· I-B 300um 300um 300um Ⅱ-A Ⅱ-B Ⅱ-C 300m 300um 300m I-A Ⅲ-B Ⅲ-G 300m 300m 300m IV-A IV-B N-C 300m 300um 300μm 图3不同施振深度的铸锭显微组织(I一未施加：Ⅱ一110mm:Ⅲ一190mm:N一280mm:A一中心处；B一l/2半径附近：C一边部) Fig.3 Different casting depths of ingot microstructure(I-not working:II-110mm;I-190mm;IV-280mm;A-center;B-near 1/2 radi- us;C一edge） 500 由图6与图5(a)可知，当超声辐射杆浸入铝熔 辐射杆浸入深度 一未加超声 体液面以下110mm时，辐射杆端面附近的声压存在 450 ◆一110mm ▲-190mm 最大值，压力值为9.13MPa,而在辐射杆柱面附近 400 学280mm 且距离端面h,=43.5mm处，出现单个声压峰值，压 力值为4.68MPa:由图6与图5(b),当超声辐射杆 350 浸入铝熔体液面以下190mm时，辐射杆端面附近声 300 压也存在最大值，压力值为6.31MPa,而在辐射杆 柱面附近且距离端面h,=43.3mm和h2=132.1mm 250 两处同时出现声压峰值，间隔约为89mm,压力值分 200050100150200250 300 350 别为3.63MPa和3.79MPa:由图6与图5(c)可知， 距离心部距离mm 当辐射杆浸入铝熔体液面以下280mm时，辐射杆端 图4显微组织变化曲线 面附近声压亦存在最大值，压力值为5.78MPa,而 Fig.4 Distribution of grain size with four ingots 在辐射杆柱面附近且距离端面h,=42.5mm、h,= 熔体中超声辐射杆不同施振深度下的声场分布，图 134.4mm以及h3=226.7mm三处同时出现声压峰 5和图6分别为铝熔体中不同超声施振深度下的声 值，间隔约为92mm,压力值分别为3.06、2.60和 场分布云图与辐射杆柱面附近声压变化曲线 2.57MPa.综上可知，铝熔体中不同超声施振深度
王 莹等: 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 图 3 不同施振深度的铸锭显微组织(玉—未施加;域—110 mm;芋—190 mm;郁—280 mm ;A—中心处;B—1 / 2 半径附近;C—边部) Fig. 3 Different casting depths of ingot microstructure(玉— not working; 域—110 mm; 芋—190 mm; 郁—280 mm; A—center; B—near 1 / 2 radi鄄 us; C—edge) 图 4 显微组织变化曲线 Fig. 4 Distribution of grain size with four ingots 熔体中超声辐射杆不同施振深度下的声场分布,图 5 和图 6 分别为铝熔体中不同超声施振深度下的声 场分布云图与辐射杆柱面附近声压变化曲线. 由图 6 与图 5(a)可知,当超声辐射杆浸入铝熔 体液面以下 110 mm 时,辐射杆端面附近的声压存在 最大值,压力值为 9郾 13 MPa,而在辐射杆柱面附近 且距离端面 h1 = 43郾 5 mm 处,出现单个声压峰值,压 力值为 4郾 68 MPa;由图 6 与图 5( b),当超声辐射杆 浸入铝熔体液面以下 190 mm 时,辐射杆端面附近声 压也存在最大值,压力值为 6郾 31 MPa,而在辐射杆 柱面附近且距离端面 h1 = 43郾 3 mm 和 h2 = 132郾 1 mm 两处同时出现声压峰值,间隔约为 89 mm,压力值分 别为 3郾 63 MPa 和 3郾 79 MPa;由图 6 与图 5(c)可知, 当辐射杆浸入铝熔体液面以下 280 mm 时,辐射杆端 面附近声压亦存在最大值,压力值为 5郾 78 MPa,而 在辐射杆柱面附近且距离端面 h1 = 42郾 5 mm、h2 = 134郾 4 mm 以及 h3 = 226郾 7 mm 三处同时出现声压峰 值,间隔约为 92 mm,压力值分别为 3郾 06、2郾 60 和 2郾 57 MPa. 综上可知,铝熔体中不同超声施振深度 ·99·
.100· 工程科学学报，第41卷，第1期 压力MPa (a) 压力MPa (b) 压力/MPa 9.13 6.31 5.78 .69 5.28 4.89 6 425 4.01 3.23 3.13 2.19 224 1.97 1.16 1.36 0.54 014 0.48 -0.89 0.89 0.41 0.23 1.92 -1.29 -3.75 -2.94 -2.18+ H=110 mm H=190 mm =280 mm 图5不同施振深度下的声场分布.(a)H=110mm:(b)H=190mm:(c)H=280mm Fig.5 Distribution of sound field under different vibration depths:(a)H=110 mm;(b)H=190 mm;(c)H=280 mm [14]可以推导出空化泡崩溃时最高温T和最大声 3.06 MPa 468 MPa 辐射杆浸入深度 3.63 MPa3.79 MPa 110mm 压P分别为： 2.60 MPa ◆-190mm +-280mm r-rg-] 2.57 MPa (4) p=rPg] 式中：Tm为液体温度，℃；Pm为空化泡闭合时的外 部压力，Pa;Pv为空化泡内的蒸汽压，Pa;y为蒸汽 的比热容，Jkgl.℃-'.根据Clausius-Clapeyron方 100150200250300 350 程5]有： 轴向距离mm 图6辐射杆柱面的声场分布 r- -△P (5) Fig.6 Distribution of the sound field of the cylinder of the radiation 式中：△T为压力改变而导致的熔点变化量，℃；Tm rod 为金属凝固温度，℃：△V为凝固时金属体积的变化， 下的声场分布不尽相同，当超声辐射杆浸入铝熔体 m3:△P为压力变化值，Pa:△H为金属凝固时的焓 液面以下110、190与280mm时，随着浸入深度的增 变，J.熔体中压力改变时，△H可以忽略不计，并且 加辐射杆端面附近声压的最大值以及柱面附近声压 由于△T△P-·,故△T会随压力的增大而增大，即增 峰值均逐渐减小：柱面附近声压峰值的数量分别为 大压强可以使合金的凝固温度升高.所以空化产生 1、2与3个，间隔为91±2mm. 的高压冲击能够使局部熔体熔点显著上升，增加有 综上分析可知，铝熔体中超声辐射杆不同的浸 效过冷度，诱发增值形核. 入深度，存在不同的声场分布.铝熔体中由于声阻 此外，铝熔体中超声能引起金属液中异质颗粒 抗的存在，超声波所产生的声压随着传播距离的增 的强烈振动，也能增大其在液态金属中的润湿性. 加而不断减小，直至被铝熔体全部吸收[0).由现 超声空化作用使辐射杆附近的空化区域内异质颗粒 有研究可知，当铝熔体中的声压达到1.10MPa的空 不断被冲击活化，当它们随声流流动到液穴中时，为 化阈值2-3]时，即可产生空化效应.在本实验中， 液穴增加了大量的活性品核.同时超声空化泡崩溃 超声辐射杆端面附近的声压值与柱面附近的声压峰 时产生的高强脉冲不断地将液态金属挤人异质表面 值均超过空化阈值，即在这些部位将发生空化作用. 缺陷中，降低固-液界面润湿角9，提高异质表面的 3细化机制分析与讨论 润湿性.假定在固态颗粒表面呈球形晶核，则均质 形核功与异质形核功[16]分别为： 超声空化时间短促，空化泡的压缩崩溃过程可 以被认为是绝热过程，崩溃瞬间将产生强烈的冲击 △G均= 6 AH.AT) (6) 波，并造成熔体中巨大的能量起伏，这种剧烈的作用 16 (7) 施加在铝熔体中将产生局部的高温高压，根据文献
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 图 5 不同施振深度下的声场分布. (a)H = 110 mm;(b)H = 190 mm;(c)H = 280 mm Fig. 5 Distribution of sound field under different vibration depths:(a)H = 110 mm;(b)H = 190 mm;(c)H = 280 mm 图 6 辐射杆柱面的声场分布 Fig. 6 Distribution of the sound field of the cylinder of the radiation rod 下的声场分布不尽相同,当超声辐射杆浸入铝熔体 液面以下 110、190 与 280 mm 时,随着浸入深度的增 加辐射杆端面附近声压的最大值以及柱面附近声压 峰值均逐渐减小;柱面附近声压峰值的数量分别为 1、2 与 3 个,间隔为 91 依 2 mm. 综上分析可知,铝熔体中超声辐射杆不同的浸 入深度,存在不同的声场分布. 铝熔体中由于声阻 抗的存在,超声波所产生的声压随着传播距离的增 加而不断减小,直至被铝熔体全部吸收[10鄄鄄11] . 由现 有研究可知,当铝熔体中的声压达到 1郾 10 MPa 的空 化阈值[12鄄鄄13] 时,即可产生空化效应. 在本实验中, 超声辐射杆端面附近的声压值与柱面附近的声压峰 值均超过空化阈值,即在这些部位将发生空化作用. 3 细化机制分析与讨论 超声空化时间短促,空化泡的压缩崩溃过程可 以被认为是绝热过程,崩溃瞬间将产生强烈的冲击 波,并造成熔体中巨大的能量起伏,这种剧烈的作用 施加在铝熔体中将产生局部的高温高压,根据文献 [14]可以推导出空化泡崩溃时最高温 Tmax和最大声 压 Pmax分别为: Tmax = Tmin [ Pm (酌 - 1) P ] V Pmax = Pmin [ Pm (酌 - 1) P ] V 酌 酌 ì î í ï ï ï ï - 1 (4) 式中:Tmin为液体温度,益 ;Pm 为空化泡闭合时的外 部压力,Pa;PV 为空化泡内的蒸汽压,Pa;酌 为蒸汽 的比热容,J·kg - 1·益 - 1 . 根据 Clausius鄄Clapeyron 方 程[15]有: 驻T = Tm 驻V 驻H 驻P (5) 式中:驻T 为压力改变而导致的熔点变化量,益 ;Tm 为金属凝固温度,益 ;驻V 为凝固时金属体积的变化, m 3 ;驻P 为压力变化值, Pa;驻H 为金属凝固时的焓 变, J. 熔体中压力改变时,驻H 可以忽略不计,并且 由于 驻T·驻P - 1 ,故 驻T 会随压力的增大而增大,即增 大压强可以使合金的凝固温度升高. 所以空化产生 的高压冲击能够使局部熔体熔点显著上升,增加有 效过冷度,诱发增值形核. 此外,铝熔体中超声能引起金属液中异质颗粒 的强烈振动,也能增大其在液态金属中的润湿性. 超声空化作用使辐射杆附近的空化区域内异质颗粒 不断被冲击活化,当它们随声流流动到液穴中时,为 液穴增加了大量的活性晶核. 同时超声空化泡崩溃 时产生的高强脉冲不断地将液态金属挤入异质表面 缺陷中,降低固鄄鄄 液界面润湿角 兹,提高异质表面的 润湿性. 假定在固态颗粒表面呈球形晶核,则均质 形核功与异质形核功[16]分别为: 驻G均 = 16 3 仔滓 2 LS ( Tm 驻Hm 驻 ) T 2 (6) 驻G异 = 16 3 仔滓 3 LS ( Tm 驻Hm 驻 ) T 2 f(兹) (7) ·100·
王莹等：大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 ·101· 其中， 点随着超声的声流作用弥散分布于熔体中：V温度 f八9)=(2-3c0s0+c0s30)/4 (8) 层属于固液两相温度区段，熔体中晶核逐步长大并 式中，σs为固液界面张力，Jm2.通过方程(6)与 形成树枝晶，此时超声所带来的机械效应将破坏初 (7)可知，△G导=△G均f(0),对于0°≤0<180°，非 生枝品之间的搭桥，使得枝品臂脱落，晶粒变得更加 均质形核所需的能量比均质形核普遍较小，即日越 圆整，即存在超声机械碎晶现象 小异质形核所需的能量相比均质形核的越低，故越 图7(a)中辐射杆施振深度为110mm,处于高 容易形核 温区段，辐射杆端面附近存在超声空化现象，并且 铝熔体在超声波的正负压相交替作用下出现空 作用于Ⅱ温度区段内的熔体，距辐射杆端面30mm 化现象，在空化泡附近区域形成局部过冷，诱发增值 处的柱面附近也存在空化现象同时作用于I温度 形核，同时超声声流效应增大了熔体宏观上的流动 区段中的熔体，但空化范围小于端面附近，由此得 搅拌，使异质颗粒均匀分布于熔体中，部分异质颗粒 知，该辐射杆施振深度所产生的空化作用未能直 落到凝固前沿，增加了形核质点.图7是三组不同 接作用于熔体凝固前沿.在I和Ⅱ高温度区段中， 超声铸造工艺的作用机制图，超声辐射杆浸入位置 超声空化作用而产生的晶核被部分重熔，进而导 位于结晶器1/2半径处.通过实际测量得知，此处 致形核增殖作用较弱：图7(b)与7(c)中辐射杆施 铝熔体液面距离下方铸锭的固相线350mm左右，自 振深度分别为190mm与280mm,均到达了结晶温 上而下温度依次降低，可划分为I、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和V共 度区段，辐射杆端面附近均存在空化现象，但不同 五层温度带，其中I和Ⅱ温度层属于高温区段[]， 的是前者端面附近的空化现象出现在Ⅲ温度区段 温度处于固相线以上，熔体尚未开始形核结晶，并且 中，而后者出现在V与V温度区段中，即超声空化 由于辐射杆与熔体之间相互作用而产生热效应，使 直接作用于浆状区域，并且在Ⅲ温度层中后者辐 得熔体冷却速率降低，内部分子活跃，导致在该温度 射杆柱面的附近存在空化作用.在图7(a)、(b)和 下超声空化作用而产生的晶核被部分重熔，超声外 (c)三组实验中，超声所产生的空化效应与声流作 场所带来的形核增殖作用被大大削弱：Ⅲ和Ⅳ温度 用依次增强，铸锭凝固组织细化效果越发明显，其 层属于初始结晶温度区段，铝熔体开始结晶并且由 中图7(c)组辐射杆同时作用于高温区段、初始结 于超声空化作用所带来的热效应变强，熔体冷却速 晶温度区段以及固液两相温度区段，铸锭晶粒尺 率减慢，使得空化引发的形核效果更加明显，形核质 寸细化效果最明显 R/2 (a) (b) V+ + H=110 mm H=190 mm H=280 mm 图7不同施振深度的超声作用机制图.(a)H=110mm;(b)H=190mm;(c)H=280mm Fig.7 Different vibration mechanisms at the depths of the ultrasound mechanism:(a)H=110 mm;(b)H=190 mm;(c)H=280 mm 铝熔体中辐射杆在超声空化作用下将产生腐蚀 及柱面均出现严重腐蚀.相比于图8(a)中浸入铝 现象[1)]，在三种工艺条件下进行半连续铸造实验， 熔体液面以下280mm而未施加超声振动系统的辐 连续工作36h后卸下超声辐射杆并用盐酸清洗掉 射杆，在开启超声振动系统并且施振深度为110mm 表面的铝合金附着层，结果如图8所示.通过辐射 时，端面和距离端面37mm的柱面出现严重凹坑腐 杆腐蚀前后形貌的对比发现，在超声辐射杆端面以 蚀，如图8(b)所示：在施振深度为190mm时，在端
王 莹等: 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 其中, f(兹) = (2 - 3cos 兹 + cos 3 兹) / 4 (8) 式中,滓LS为固液界面张力,J·m - 2 . 通过方程(6)与 (7)可知,驻G异 = 驻G均·f( 兹),对于 0毅臆兹 < 180毅,非 均质形核所需的能量比均质形核普遍较小,即 兹 越 小异质形核所需的能量相比均质形核的越低,故越 容易形核. 铝熔体在超声波的正负压相交替作用下出现空 化现象,在空化泡附近区域形成局部过冷,诱发增值 形核,同时超声声流效应增大了熔体宏观上的流动 搅拌,使异质颗粒均匀分布于熔体中,部分异质颗粒 落到凝固前沿,增加了形核质点. 图 7 是三组不同 超声铸造工艺的作用机制图,超声辐射杆浸入位置 位于结晶器 1 / 2 半径处. 通过实际测量得知,此处 铝熔体液面距离下方铸锭的固相线 350 mm 左右,自 上而下温度依次降低,可划分为玉、域、芋、郁和吁共 五层温度带,其中玉和域温度层属于高温区段[17] , 温度处于固相线以上,熔体尚未开始形核结晶,并且 由于辐射杆与熔体之间相互作用而产生热效应,使 得熔体冷却速率降低,内部分子活跃,导致在该温度 下超声空化作用而产生的晶核被部分重熔,超声外 场所带来的形核增殖作用被大大削弱;芋和郁温度 层属于初始结晶温度区段,铝熔体开始结晶并且由 于超声空化作用所带来的热效应变强,熔体冷却速 率减慢,使得空化引发的形核效果更加明显,形核质 点随着超声的声流作用弥散分布于熔体中;吁温度 层属于固液两相温度区段,熔体中晶核逐步长大并 形成树枝晶,此时超声所带来的机械效应将破坏初 生枝晶之间的搭桥,使得枝晶臂脱落,晶粒变得更加 圆整,即存在超声机械碎晶现象. 图 7( a)中辐射杆施振深度为 110 mm,处于高 温区段,辐射杆端面附近存在超声空化现象,并且 作用于域温度区段内的熔体,距辐射杆端面 30 mm 处的柱面附近也存在空化现象同时作用于玉温度 区段中的熔体,但空化范围小于端面附近,由此得 知,该辐射杆施振深度所产生的空化作用未能直 接作用于熔体凝固前沿. 在玉和域高温度区段中, 超声空化作用而产生的晶核被部分重熔,进而导 致形核增殖作用较弱;图 7( b)与 7( c)中辐射杆施 振深度分别为 190 mm 与 280 mm,均到达了结晶温 度区段,辐射杆端面附近均存在空化现象,但不同 的是前者端面附近的空化现象出现在芋温度区段 中,而后者出现在郁与吁温度区段中,即超声空化 直接作用于浆状区域,并且在芋温度层中后者辐 射杆柱面的附近存在空化作用. 在图 7( a) 、( b)和 ( c)三组实验中,超声所产生的空化效应与声流作 用依次增强,铸锭凝固组织细化效果越发明显,其 中图 7( c)组辐射杆同时作用于高温区段、初始结 晶温度区段以及固液两相温度区段,铸锭晶粒尺 寸细化效果最明显. 图 7 不同施振深度的超声作用机制图. (a)H = 110 mm;(b)H = 190 mm;(c)H = 280 mm Fig. 7 Different vibration mechanisms at the depths of the ultrasound mechanism: (a)H = 110 mm;(b)H = 190 mm;(c)H = 280 mm 铝熔体中辐射杆在超声空化作用下将产生腐蚀 现象[18] ,在三种工艺条件下进行半连续铸造实验, 连续工作 36 h 后卸下超声辐射杆并用盐酸清洗掉 表面的铝合金附着层,结果如图 8 所示. 通过辐射 杆腐蚀前后形貌的对比发现,在超声辐射杆端面以 及柱面均出现严重腐蚀. 相比于图 8( a)中浸入铝 熔体液面以下 280 mm 而未施加超声振动系统的辐 射杆,在开启超声振动系统并且施振深度为 110 mm 时,端面和距离端面 37 mm 的柱面出现严重凹坑腐 蚀,如图 8(b)所示;在施振深度为 190 mm 时,在端 ·101·
·102. 工程科学学报，第41卷，第1期 面和距离端面38mm与134mm的柱面也出现严重 逐渐减小：浸入深度为110、190和280mm时柱面附 凹坑腐蚀，间隔约为96mm,如图8(c)所示：在施振 近的声压峰值数量分别为1、2与3个，间隔为91± 深度为290mm时，在端面和距离端面36、135以及 2mm:辐射杆附近的声压峰值位置存在较强空化现 233mm的柱面亦出现严重凹坑腐蚀，间隔分别为 象并对超声辐射杆产生腐蚀作用. 99mm与98mm,如图8(d)所示.综上可知，铝熔体 (2)在高温区段与结晶温度区段导人超声波， 中不同的施振深度，辐射杆腐蚀规律不同，并且辐射 铸锭组织以形核增殖为主要细化机制：在浆状区域 杆的腐蚀结果与声场仿真计算结果基本一致， 导入超声波，以超声机械碎品机制为主：熔体中多种 细化机制并存，共同细化铸锭晶粒 (3)在铝熔体中当超声振动系统的辐射杆同时 作用于高温区段、结晶温度区段以及浆状温度区段 时，铸锭晶粒尺寸细化效果最明显 110mm 37 mm 参考文献 38 mm [1]Wang F,Eskin D,Connolley T,et al.Effect of ultrasonic melt 134mm 190 mn treatment on the refinement of primary AlaTi intermetallic in an Al-0.4Ti alloy.J Cryst Growth,2016,435:24 [2]Moholkar V S,Rekveld S,Warmoeskerken M MC G.Modeling of 36 50 mm 233mm 135mm the acoustic pressure fields and the distribution of the cavitation 180mm 370mm phenomena in a dual frequency sonic processor.Ulrasonics, 2000,38(1-8):666 图8不同施振深度的辐射杆腐蚀形貌.(a)未施加：(b)110 [3]Li X T,Li T J,Li X M,et al.Study of ultrasonic melt treatment mm:(c）190mm:(d)280mm on the quality of horizontal continuously cast Al-1%Si alloy.Ul Fig.8 Radiation rod with different depths of shock corrosion mor- trason Sonochem,2006,13(2):121 phology:(a)not working;(b)110 mm;(c)190 mm;(d)280 mm [4]Eskin G I.Effect of ultrasonic cavitation)treatment of the melt on the microstructure evolution during solidification of aluminum 综上可知，在直径650mm热顶式半连续铸造过 alloy ingots.Z Metallkd,2002,93(6):502 程中施加双源超声振动系统，可有效细化铝合金铸 [5]Komarov S V,Kuwabara M,Abramov O V.High power ultrasonic 锭微观组织.铝熔体中超声辐射杆不同的施振深度 in pyrometallurgy:current status and recent development.IS/J 对应不同的空化范围，进而存在不同的组织细化机 1mt.2005,45(12):1765 [6]Chen D X,Li X Q,Li Z H,et al.Microstructure and macro-seg- 制，这直接影响铝合金铸锭晶粒的细化效果.当辐 regation law of ultrasonic cast 7050 aluminum alloy ingots.Uni 射杆作用于高温区段时，超声外场所带来的形核增 Sci Technol Beijing,2012.34(6):666 殖作用较弱，最终使得铝合金铸锭组织细化效果欠 (陈鼎欣，李晓谦，黎正华，等.超声铸造7050铝合金的微观 佳：当辐射杆作用于初始结晶温度区段，在空化作用 组织和宏观偏析规律.北京科技大学学报，2012,34(6)： 下铝熔体中形核结晶速率显著增加，熔体冷却速率 666) [7]Li Z H,Li X Q,Hu S C.et al.Effect of 7050 aluminum alloy 减慢，形核质点随着声流作用广泛分布于熔体中，铝 melt treated by ultrasonie on macrosegregation in ingot.Cent 合金铸锭组织明显细化：当辐射杆作用于固液两相 South Univ Sci Technol,2011,42(9):2669 温度区段，超声机械碎晶现象明显，铸锭凝固组织得 (黎正华，李晓谦，胡仕成，等.熔体超声处理对7050铝合金 到充分细化.在辐射杆施振深度为110、190和 铸锭宏观偏析的影响.中南大学学报（自然科学版），2011， 280mm工艺条件下，超声辐射杆对铸锭组织均有明 42(9):2669) [8]Li R Q,Liu Z L,Dong F,et al.Grain refinement of a large-scale 显的细化作用，但施振深度为280mm时，辐射杆同 Al alloy casting by introducing the multiple ultrasonic generators 时作用于高温区段、结晶温度区段以及浆状温度区 during solidification.Metall Mater Trans A,2016,47(8):3790 段晶粒细化作用最佳 [9]Tudela I,Siez V,Esclapez M D.et al.Simulation of the spatial distribution of the acoustic pressure in sonochemical reactors with 4结论 numerical methods:a review.Ultra on Sonochem,2014,21(3): 909 (1)随辐射杆浸入深度的增加铝熔体中辐射杆 [10]Eskin GI.Broad prospects for commercial application of the ul 端面附近声压的最大值以及柱面附近声压的峰值均 trasonic (cavitation)melt treatment of light alloys.Ultrason
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 面和距离端面 38 mm 与 134 mm 的柱面也出现严重 凹坑腐蚀,间隔约为 96 mm,如图 8(c)所示;在施振 深度为 290 mm 时,在端面和距离端面 36、135 以及 233 mm 的柱面亦出现严重凹坑腐蚀,间隔分别为 99 mm 与98 mm,如图 8(d)所示. 综上可知,铝熔体 中不同的施振深度,辐射杆腐蚀规律不同,并且辐射 杆的腐蚀结果与声场仿真计算结果基本一致. 图 8 不同施振深度的辐射杆腐蚀形貌. ( a) 未施加; ( b) 110 mm; (c) 190 mm; (d) 280 mm Fig. 8 Radiation rod with different depths of shock corrosion mor鄄 phology: (a) not working; (b) 110 mm; (c) 190 mm; (d) 280 mm 综上可知,在直径 650 mm 热顶式半连续铸造过 程中施加双源超声振动系统,可有效细化铝合金铸 锭微观组织. 铝熔体中超声辐射杆不同的施振深度 对应不同的空化范围,进而存在不同的组织细化机 制,这直接影响铝合金铸锭晶粒的细化效果. 当辐 射杆作用于高温区段时,超声外场所带来的形核增 殖作用较弱,最终使得铝合金铸锭组织细化效果欠 佳;当辐射杆作用于初始结晶温度区段,在空化作用 下铝熔体中形核结晶速率显著增加,熔体冷却速率 减慢,形核质点随着声流作用广泛分布于熔体中,铝 合金铸锭组织明显细化;当辐射杆作用于固液两相 温度区段,超声机械碎晶现象明显,铸锭凝固组织得 到充分细化. 在辐射杆施振深度为 110、 190 和 280 mm工艺条件下,超声辐射杆对铸锭组织均有明 显的细化作用,但施振深度为 280 mm 时,辐射杆同 时作用于高温区段、结晶温度区段以及浆状温度区 段晶粒细化作用最佳. 4 结论 (1)随辐射杆浸入深度的增加铝熔体中辐射杆 端面附近声压的最大值以及柱面附近声压的峰值均 逐渐减小;浸入深度为 110、190 和 280 mm 时柱面附 近的声压峰值数量分别为 1、2 与 3 个,间隔为 91 依 2 mm;辐射杆附近的声压峰值位置存在较强空化现 象并对超声辐射杆产生腐蚀作用. (2)在高温区段与结晶温度区段导入超声波, 铸锭组织以形核增殖为主要细化机制;在浆状区域 导入超声波,以超声机械碎晶机制为主;熔体中多种 细化机制并存,共同细化铸锭晶粒. (3)在铝熔体中当超声振动系统的辐射杆同时 作用于高温区段、结晶温度区段以及浆状温度区段 时,铸锭晶粒尺寸细化效果最明显. 参 考 文 献 [1] Wang F, Eskin D, Connolley T, et al. Effect of ultrasonic melt treatment on the refinement of primary Al3 Ti intermetallic in an Al鄄鄄0郾 4Ti alloy. J Cryst Growth, 2016, 435: 24 [2] Moholkar V S, Rekveld S, Warmoeskerken M M C G. Modeling of the acoustic pressure fields and the distribution of the cavitation phenomena in a dual frequency sonic processor. Ultrasonics, 2000,38(1鄄8): 666 [3] Li X T, Li T J, Li X M, et al. Study of ultrasonic melt treatment on the quality of horizontal continuously cast Al鄄鄄1% Si alloy. Ul鄄 trason Sonochem, 2006, 13(2): 121 [4] Eskin G I. Effect of ultrasonic ( cavitation) treatment of the melt on the microstructure evolution during solidification of aluminum alloy ingots. Z Metallkd, 2002, 93(6): 502 [5] Komarov S V, Kuwabara M, Abramov O V. High power ultrasonic in pyrometallurgy: current status and recent development. ISIJ Int, 2005, 45(12): 1765 [6] Chen D X, Li X Q, Li Z H, et al. Microstructure and macro鄄seg鄄 regation law of ultrasonic cast 7050 aluminum alloy ingots. J Univ Sci Technol Beijing, 2012, 34(6): 666 (陈鼎欣, 李晓谦, 黎正华, 等. 超声铸造 7050 铝合金的微观 组织和宏观偏析规律. 北京科技大学学报, 2012, 34 ( 6 ): 666) [7] Li Z H, Li X Q, Hu S C, et al. Effect of 7050 aluminum alloy melt treated by ultrasonic on macrosegregation in ingot. J Cent South Univ Sci Technol, 2011, 42(9): 2669 (黎正华, 李晓谦, 胡仕成, 等. 熔体超声处理对 7050 铝合金 铸锭宏观偏析的影响. 中南大学学报(自然科学版), 2011, 42(9): 2669) [8] Li R Q, Liu Z L, Dong F, et al. Grain refinement of a large鄄scale Al alloy casting by introducing the multiple ultrasonic generators during solidification. Metall Mater Trans A, 2016, 47(8): 3790 [9] Tudela I, S觃ez V, Esclapez M D, et al. Simulation of the spatial distribution of the acoustic pressure in sonochemical reactors with numerical methods: a review. Ultrason Sonochem, 2014, 21(3): 909 [10] Eskin G I. Broad prospects for commercial application of the ul鄄 trasonic ( cavitation ) melt treatment of light alloys. Ultrason ·102·
王莹等：大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 ·103· Sonochem,2001,8(3):319 2):284) [11]Liu X B,Osawa Y,Takamori S,et al.Microstructure and me- [16]Fan X M.Metal Solidification Theory and Technology.Wuhan: chanical properties of A791 alloy produced with ultrasonic vibra- Wuhan University of Technology Press,2012 tion.Mater Sci Eng A,2008,487(1-2)120 (范晓明.金属凝固理论与技术.武汉：武汉理工大学出版 [12]Eskin G I.Principles of ultrasonic treatment:application for light 社，2012) alloys melts.Adv Perform Mater,1997,4(2):223 [17]Xu T,Zhang L H,Li R Q,et al.Numerical simulation and ex- [13]Nie M X.Cavitation prevention with roughened surface.J perimental study of multi-field coupling for semi-continuous Hydraul Eng,2015,127(10):878 casting of large-scale aluminum ingots with ultrasonic treatment. [14]Doyle W M.Aluminum alloys:structure and properties.Met Sci, Chin J Eng,2016,38(9):1270 1976,35(11):408 (徐婷，张立华，李瑞卿，等.铝合金大铸锭超声半连铸多场 [15]Li X T,Zhao J Q,Ning S B,et al.Effect of high-intensity ultra- 耦合的数值模拟与实验研究.工程科学学报，2016,38(9)： sonic on the solidification of Al-1%Si alloy by horizontally contin- 1270) uous cast.Rare Met Mater Eng,2006,35(Suppl 2)284 [18]Dong F,Li X Q,Zhang L H,et al.Cavitation erosion mecha- (李新涛，赵建强，宁绍斌，等.功率超声对水平连铸A-1% nism of titanium alloy radiation rods in aluminum melt.Ultrason Si合金凝固的影响.稀有金属材料与工程，2006,35（增刊 Sonochem,2016,31:150
王 莹等: 大直径铝锭热顶铸造中超声施振深度的细晶机制 Sonochem, 2001, 8(3): 319 [11] Liu X B, Osawa Y, Takamori S, et al. Microstructure and me鄄 chanical properties of AZ91 alloy produced with ultrasonic vibra鄄 tion. Mater Sci Eng A, 2008, 487(1鄄2): 120 [12] Eskin G I. Principles of ultrasonic treatment: application for light alloys melts. Adv Perform Mater, 1997, 4(2):223 [13] Nie M X. Cavitation prevention with roughened surface. J Hydraul Eng, 2015, 127(10): 878 [14] Doyle W M. Aluminum alloys: structure and properties. Met Sci, 1976, 35(11):408 [15] Li X T, Zhao J Q, Ning S B, et al. Effect of high鄄intensity ultra鄄 sonic on the solidification of Al鄄1% Si alloy by horizontally contin鄄 uous cast. Rare Met Mater Eng, 2006, 35(Suppl 2): 284 (李新涛, 赵建强, 宁绍斌, 等. 功率超声对水平连铸 Al鄄1% Si 合金凝固的影响. 稀有金属材料与工程, 2006, 35(增刊 2): 284) [16] Fan X M. Metal Solidification Theory and Technology. Wuhan: Wuhan University of Technology Press, 2012 (范晓明. 金属凝固理论与技术. 武汉: 武汉理工大学出版 社, 2012) [17] Xu T, Zhang L H, Li R Q, et al. Numerical simulation and ex鄄 perimental study of multi - field coupling for semi鄄continuous casting of large鄄scale aluminum ingots with ultrasonic treatment. Chin J Eng, 2016, 38(9): 1270 (徐婷, 张立华, 李瑞卿, 等. 铝合金大铸锭超声半连铸多场 耦合的数值模拟与实验研究. 工程科学学报, 2016, 38(9): 1270) [18] Dong F, Li X Q, Zhang L H, et al. Cavitation erosion mecha鄄 nism of titanium alloy radiation rods in aluminum melt. Ultrason Sonochem, 2016, 31: 150 ·103·
