超聲輻射桿振幅分布與空蝕區域

張 敏，李曉謙，蔣日鵬，郭程熙

(中南大學 機電工程學院，現代復雜裝備設計與極端制造國家重點實驗室，長沙 410083)

在超聲鑄造中，超聲在金屬熔體中產生的空化效應被認為是促進成核及晶粒細化的主要原因。超聲空化是指，在強超聲場中，熔體中的微小氣泡核在聲波稀疏相和壓縮相的交替作用下，所經歷的膨脹、壓縮、振蕩繼而最終崩潰的過程。崩潰瞬間內在極有限的體積內產生高強度的沖擊波，促使鋁合金熔體中的初生晶被打碎，異質結晶核數目增多，結晶核與固相間的潤濕角被減小，從而使凝固組織得到明顯的細化[1-6]。在金屬熔體中，由于高溫、內部不可視及高強度的化學變化，到目前尚無定量測量空化強度和空化范圍的有效方法。國內外現有研究中大多通過水及水溶液中的空化試驗來研究空化效應[7-10]，或者通過觀察超聲處理后合金凝固組織特征來研究超聲空化的作用[2-5]。對高溫熔體中超聲空化現象及其對振動系統輻射桿腐蝕規律鮮有研究。

本文通過觀測超聲振動輻射桿在鋁熔體中空化腐蝕特征探究超聲波在7050鋁合金熔體中產生空化效應所需最小振動幅值，并對鋁熔體超聲空化閾值作出推測。

1 測試與試驗

1.1 試驗裝置及材料

試驗材料為7050鋁合金，取自工業鑄錠，試驗使用設備包括：超聲波發生器(超聲波電源)；超聲振動系統(包含PZT壓電陶瓷片，變幅桿，輻射桿)，輻射桿為50×112 mm圓柱體，材料為鈦合金。其它輔助裝置：電阻爐及配套的溫度控制記錄儀、熱電偶、石墨坩堝(200 mm×165 mm×205 mm)、試驗裝置如圖1所示。

圖1 空化腐蝕試驗裝置示意圖

1.2 輻射桿振幅測量

超聲振動由壓電陶瓷端產生，經階梯形變幅桿將振幅放大后傳遞至輻射桿，再將超聲能量傳輸至鋁熔體。超聲振動的振動幅度一般在微米級別，因此采用高精度的基恩士激光測距儀來測量輻射桿振幅。實驗設備如圖2所示。在輻射桿端面沿直徑方向均布13個測量點，中心測量點在圓心處，測量點之間間隔為4 mm。在柱面沿長度方向布置22個測量點，測量點之間間隔為5 mm，第一個點距離端面1 mm(圖2)。測量時將超聲振動系統調節至諧振狀態，待振動穩定后將頻率鎖定在諧振點，移動激光探頭依次對端面及柱面各測量點進行振幅數據采集，采樣頻率為392 kHz；采樣點數為131 072，每個測量點測量三次。為了盡可能減少測量過程中外界干擾的影響，所有測試工作在隔振臺上完成。

圖2 振幅測量裝置布局圖

1.3 鋁熔體中輻射桿空化腐蝕試驗

將裝有7050鋁合金的石墨坩堝置于電阻爐中進行熔煉，待鋁塊完全熔化后，持續加熱至700 ℃，將電阻爐內溫度保持700 ℃恒溫并對熔體進行超聲處理。在輻射桿伸入熔體前，為了防止輻射桿浸入高溫熔體時熔體粘附在輻射桿上引起系統失諧，先將輻射桿進行預熱[11]。超聲波由頂部導入，輻射桿由上部浸入熔體液面70 mm。開啟超聲發生器并調節至諧振狀態。超聲振動持續時間為30 h，振動停止后將振動系統從鋁熔體中取出，待其冷卻后用腐蝕液清除粘附在輻射桿上的鋁，觀測輻射桿端面和柱面空化腐蝕孔的分布規律。

2 結果與討論

2.1 超聲輻射桿振幅分布規律

經激光測距儀采集到的超聲振動信號為離散時間信號，將振動信號進行加矩形窗的快速傅里葉變換(FFT)后，進行頻譜分析。以端面圓心處為例，該點振動位移信號與幅頻特性如圖3所示。分析該點幅值譜得到該點振動頻率為20 220 Hz，振動幅為12.718 6 μm。

圖3 端面圓心處振動信號及幅值譜

由于FFT 頻譜分析方法在對離散信號進行頻譜分析時，離散信號進行了時域截斷，不可避免的產生了能量泄漏，使得譜峰值變小，精度降低。現有的研究表明，使用加窗的比值校正法可達到非常高的精度，可使得頻率誤差小于0.000 1Δf，幅值誤差小于萬分之一[12]。本文采用比值校正法對測量點振動信號的幅值譜進行校正，采用校正后的幅值作為該點振動的位移幅值。以端面圓心處為例，運用MATLAB編寫頻譜校正程序對該點幅值譜進行校正[13]，經校正后該點的振動頻率為20 216 Hz，振幅為13.499 μm。其他測量點均按照上述方法得到其振幅值。進而得到端面縱向振動與柱面橫向振動幅值分布，如圖4所示。

圖4 輻射桿端面與柱面振幅分布

由圖可知,縱向振動幅值明顯大于徑向振動幅值，即系統振動以縱向振動為主。輻射桿端面上各測量點振動幅值均在10 μm以上，且幅值分布較為一致，這有利于在超聲鑄造過程中將超聲能量均勻導入鋁熔體中。而輻射桿柱面徑向振動位移幅值沿長度方向上分布不均，存在兩個振幅峰值點，徑向振動振幅最大值為5.076 μm，達到縱向振動幅值的1/2，這表明該輻射桿存在較強的縱橫耦合振動。由超聲振動系統設計理論可知，當振動體橫向尺寸大于1/4波長時，其橫向振動不能忽略[14]。該輻射桿直徑為50 mm，鈦合金中超聲波波長為205 mm，輻射桿直徑接近1/4波長，此時振動體振動為縱橫耦合振動。

2.2 輻射桿空化腐蝕特征

經過空化腐蝕試驗后，超聲振動系統輻射桿的質量損失為85.3 g,輻射桿空蝕前后對比見圖5。

圖5 輻射桿空化腐蝕前后對比

由圖可知，經空化腐蝕試驗后，輻射桿端面與柱面均出現了空化腐蝕形成的凹坑，其中端面上的空化腐蝕孔均勻分布在整個輻射面上。圓柱面上各區域則呈現出不同腐蝕程度特征，靠近端面的Ⅰ區和遠離端面的Ⅲ區，沒有出現空化腐蝕孔。而在Ⅱ則集中分布了大量空化腐蝕孔(見圖5(b))。其中，I區距離端面12 mm, Ⅲ區距熔體液面為15 mm，兩者對于腐蝕區域Ⅱ區呈對稱分布。

已有研究表明：空化腐蝕孔是由熔體中空化氣泡潰滅時所產生的微射流對近壁面的沖擊所形成[15-17]。在熔體中，空化氣泡在聲波負壓相作用下形成并長大，在相繼而來的聲波正壓相中，氣泡又被突然壓縮直到崩潰，在空化泡爆破的瞬間形成微射流。氣泡離壁面距離不同，其潰滅產生的微射流到達壁面的強度也不同。并不是每一個氣泡潰滅都可以給壁面造成空蝕破壞，只有那些靠近壁面的空化氣泡潰滅，其微射流沖擊才能破壞壁面[17]。對比輻射桿腐蝕形貌(圖5)與位移分布圖(圖4)可知，輻射桿端面振幅較大且分布均勻，端面附近的鋁熔體產生空化并對端面形成明顯的空化腐蝕。而輻射桿柱面徑向振動振幅分布不均，圓柱面附近鋁熔體中空化主要發生在Ⅱ區，Ⅰ區與Ⅲ區表面附近的鋁熔體并未產生空化，使得Ⅱ呈現明顯的空化腐蝕特征，Ⅰ區與Ⅲ則沒有出現空化腐蝕。采用差值法計算得到Ⅰ區與Ⅱ區分界處振幅為2.09 μm,Ⅱ區與Ⅲ區分界處振幅為2.18 μm。由此認為，當超聲波經輻射桿導入鋁熔體時，要使鋁熔體產生空化并對近壁面造成空化腐蝕所需的最小振幅約為2.2 μm。

2.3 鋁熔體中的聲空化閾值

在鋁熔體中，只有當足夠強的超聲傳輸至熔體時才能產生空化。使鋁熔體產生空化所需的最低聲壓，稱為鋁熔體的聲空化閾值。由于測量超聲波在高溫熔體中的壓強十分困難，因此一般可通過在常規環境下測量其振動特征值，進而轉換成在熔體中的工作值。

在聲場中，聲壓幅值與位移振幅有如下關系：

P=2πf·ρc·A

(1)

式中:f為聲波頻率，ρc為介質的聲阻抗，A為位移振幅。

當超聲波從鈦合金輻射桿透射入另一傳播介質時，入射聲波與透射聲波的聲壓幅值滿足透射公式：

P1=P0·t

(2)

其中:P0、P1分別為入射聲波以及透射聲波的聲壓幅值，t為透射系數。透射系數由下式得出：

t=2ρ0c0/(ρ0c0+ρ1c1)

(3)

ρ0c0、ρ1c1分別為傳播媒質和輻射桿的聲阻抗，各物性參數如表1所示。

表1 介質物性參數

當超聲振動系統在空氣中施振時，超聲波從輻射桿透射入空氣中，由空氣中測得的位移振幅值可以得到在輻射桿端面與柱面的透射聲壓幅值，將透射聲壓幅值，輻射桿以及空氣的聲阻抗值代入透射式(2)、式(3)，可得輻射桿中的入射聲壓幅值，

當輻射桿浸入鋁熔體時，超聲波透射入鋁熔體，將輻射桿中的入射聲壓幅值，輻射桿以及熔體的聲阻抗值代入式(2)、式(3)，得到在鋁合金熔體中的輻射桿端面與柱面透射聲壓幅值。

當輻射桿浸入到鋁熔體時，由于熔體負載的作用會引起從壓電陶瓷到輻射桿傳遞途中的功率損耗，在計算聲壓幅值時需考慮該損耗，由文獻[18]知，此功率損耗約占總功率的6.5%，最終得到輻射桿浸入鋁熔體70 mm時輻射面各點處透射聲壓幅值分布，如圖6所示。

圖6 輻射桿端面與周面聲壓幅值分布

由于輻射面上各點聲壓幅值與振動位移幅值成線性關系，因此，聲壓幅值分布趨勢與位移振幅分布一致，輻射桿端面聲壓幅值大于圓柱面聲壓幅值。根據輻射桿柱面空化腐蝕分界線出現的位置，利用插值法得到柱面Ⅰ區與Ⅱ區、Ⅱ區與Ⅲ區分界處透射聲壓幅值分別為1.01 MPa和1.09 MPa。由此可估計，在本試驗條件下，7050鋁合金熔體在700 ℃時空化閾值約為1.1 Mpa，這與Eskin關于鋁合金熔體空化閾值研究結果一致[19]。

3 結 論

(1) 鑄造用超聲系統振動以縱向振動為主，同時存在較強的縱橫耦合振動。輻射桿端面振幅分布一致，柱面振幅分布不均并出現兩個振幅峰值。

(2) 鋁熔體產生空化對超聲振動系統輻射桿造成空化腐蝕，輻射桿端面空化腐蝕程度為均勻分布，在輻射桿柱面則只有位移振幅大于2.2 μm的區域才發生空化腐蝕。

(3) 7050鋁合金熔體在700 ℃時空化閾值約為1.1 MPa。

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