超聲空化對大規格高強鋁合金熱頂鑄造凝固組織的影響及作用機理

李瑞卿，李曉謙，陳平虎，郭興，張敏

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超聲空化對大規格高強鋁合金熱頂鑄造凝固組織的影響及作用機理

李瑞卿，李曉謙，陳平虎，郭興，張敏

(中南大學機電工程學院，高性能復雜制造國家重點實驗室，湖南長沙，410083)

在直徑為650 mm的高強鋁合金熱頂半連續鑄造中施加多源超聲波振動系統，考察多源超聲場的施加對鑄錠宏微觀組織的影響，并分析熱頂鑄造過程中超聲空化作用對熔體凝固的作用機理。研究結果表明：鑄錠截面組織整體均勻細化，晶粒形狀由發達的枝晶變為等軸枝晶，晶粒平均粒度減小了107 μm，在超聲輻射桿附近區域，細化效果最明顯；在熱頂鑄造過程中，鋁液中的超聲空化范圍主要在輻射桿附近有限區域內，故空化效應主要作用于液態金屬中的異質顆粒，空化泡崩潰產生的沖擊波增大了異質顆粒與液態金屬的接觸角，降低了形核所需自由能，促使異質形核發生，增大了形核率，細化了凝固組織。

超聲空化；高強鋁合金；熱頂鑄造

Al-Cu-Mn系合金屬于可熱處理強化的加工鋁合金，具有良好的工藝性能，廣泛應用于航空航天領域。其中，2219鋁合金不但耐熱性好，易于焊接，而且低溫性能良好，在?270~300 ℃力學性能和抗應力腐蝕性能優良，故常應用于火箭燃料箱與助燃劑箱，例如美國雷神δ(Thor-Delta)、土星Ⅱ(Saturn S-Ⅱ)號及日本H-1型火箭的燃料與助燃劑箱[1]。隨著我國航天事業的快速發展，急需研制重推力的運載火箭。然而，對于大型高強度鋁合金的鑄造，由于空間尺度效應和鑄造環境非均勻、凝固區域的溫度場與流場分布不均勻等往往會造成鑄錠凝固組織、成分在空間分布嚴重不均勻，甚至導致內部應力超限產生裂紋，因此，發展先進的熔煉鑄造技術以獲得均質、細晶、無裂紋的大規格鑄錠是大規格高性能構件成形的前提條件[2?4]。超聲波輔助鑄造技術是一種綠色無污染的先進鑄造技術。近年來，國內外研究者針對施加單源超聲場(1個超聲波源)對熔體凝固行為及組織的影響進行了研究，取得了一定的理論與實驗研究成果。例如JIAN等[5?6]對A356鋁合金凝固過程中施加超聲振動，發現經超聲處理的鋁合金鑄錠組織由樹枝狀晶粒轉變為等軸晶狀晶粒，內部氣孔含量降低。IRSID等[7]將超聲波振動施加于連鑄過程中，用超聲波處理Al-Si合金，也取得了良好的效果。趙君文等[8]研究了不同溫度下導入超聲波對ZL101鋁合金半固態漿料凝固的影響，發現當導入溫度為610 ℃時，初生晶粒逐漸由枝晶向非枝晶轉化，120 s后初生晶粒粒狀化。喬翔等[9]研究了超聲處理的7050鋁合金在變形和熱處理后組織的平均晶粒粒度比常規合金的晶粒粒度小50 μm左右，而屈服強度和抗拉強度均比常規鑄造合金高60 MPa。上述關于超聲波鑄造技術的研究多局限于小規格鑄錠，施加的超聲均為單個超聲源。但對于工業大規格鋁錠的鑄造如厚度大于500 mm的扁錠、直徑大于550 mm的圓錠，施加1個超聲源作用熔體往往難以取得理想的作用效果，這時需要對熔體同時施加多個超聲波振動源。目前人們對這種條件下超聲的作用效果及機理研究較少，為此，本文作者在直徑為650 mm熱頂半連續鑄造生產中施加多源超聲波輔助鑄造2219鋁合金圓錠，考察多源超聲的施加對鑄錠宏微觀組織的影響，并針對大規格熱頂鑄造過程中液位高、液穴深等特征，探討超聲空化作用對鋁熔體凝固過程的作用機理。

1 實驗材料與方法

鑄造的2219鋁合金成分如表1所示。采用工業純鋁、Al-Cu合金、Al-Zr合金、Mn劑、Ti劑和V劑進行配比，細化劑采用Al-Ti-B絲在線添加。結晶器直徑為650 mm。當鑄造到一定長度時，在結晶器中加入3套近似對稱分布的超聲振動系統，見圖1和圖2。從鋁熔爐傾倒出液體金屬，通過導流槽平穩地流入結晶器上部的熱頂內，熱頂可有效保溫及防止熔體二次污染。隨著超聲對熱頂及結晶器內的液態金屬的不斷振動，鑄錠從底部不斷拉出直到熔爐完全清空。

圖1 超聲輔助熱頂鑄造示意圖

表1 2219鋁合金成分(質量分數，%)

超聲波輔助鑄造的具體過程為：當鑄造長度為750 mm時，在熱頂結晶器中加入3套超聲波振動系統，超聲輻射桿插入鋁液深度為70 mm左右，近似對稱分布(視具體實驗條件，可能有誤差)，如圖2所示。打開超聲波電源開始施振，直至鑄造結束。最終鑄錠長度為3 000 mm。

取樣時分別距鑄錠底部650 mm和1 700 mm處鋸切厚度為50 mm的截面進行檢測分析。取樣圖見圖2。在2片對比試片上分別取1/4進行低倍組織檢驗，另外沿不同方向取20 mm厚的樣條作為高倍組織檢測試樣，剩余試片留作備用。圖2中黑色圓形表示3支超聲輻射桿，圖形正上方為澆注口的位置。

低倍檢測試樣檢查前需要進行銑削加工，使其粗糙度不大于3.2 μm，在室溫下用高濃度混合酸侵蝕適當時間后立即用清水清洗，觀察試樣表面，若晶粒顯示不清則重復上述過程，直至晶粒顯示清晰為止。參考GB/T 3246.2—2012對鑄錠的晶粒度等級進行劃分并計算平均晶粒度。在金相試樣樣條上等間隔的切取6個為20 mm×20 mm的試樣，經研磨、拋光、腐蝕、烘干后采用Leica臺式金相顯微鏡觀察其顯微組織，利用TESCAN掃描電鏡觀察結晶相的形狀與粒度，并用OXFORD能譜儀對不同形貌的結晶相進行打點分析。利用截線法及圖形處理軟件計算不同位置的晶粒粒度。顯微組織檢驗參考GB/T 3246.1—2012。在進行微觀組織與晶粒粒度分析時，定義晶粒細化率gf作為晶粒細化程度的評估指標，

圖2 檢測試樣位置

2 實驗結果

圖3所示為鑄錠低倍組織檢驗結果。從圖3可看出：超聲鑄錠組織全斷面顯著細化；沿鑄錠半徑方向上同一位置處，超聲鑄錠的組織均有不同程度的細化，具體為邊部晶粒度等級為1.0級，較普通鑄錠的1.5級降低0.5級，而心部為2.5級較普通鑄錠的3.5級降低了1.0級。從邊部到心部均勻性提高，經計算，超聲鑄錠的平均晶粒度約為2.0級，而未加超聲鑄錠平均晶粒度約為3級，平均晶粒度等級降低1.0級。對比圖3(a)和圖3(b)可發現超聲鑄錠的邊部細晶區域范圍增大。

圖4所示為顯微組織對比圖。在邊部細晶區，普通鑄錠有部分等軸枝晶，但粒度較大，晶粒粒度約為290 μm，超聲鑄錠組織多為細小等軸晶，分布更加彌散、均勻，平均晶粒粒度約為219 μm；在1/2半徑附近處，普通鑄錠晶粒組織為二次枝晶臂比較發達的枝晶，晶粒粒度約為410 μm，而施加超聲后晶粒的形貌比較圓整，晶粒粒度約為300 μm；在心部粗晶區域，普通鑄錠晶粒組織為發達的柱狀枝晶，二次枝晶較發達，晶粒粒度為460 μm左右，超聲鑄錠晶粒雖然也進一步增大，但多為圓整的等軸狀枝晶，晶粒粒度約為367 μm。

(a) 未加超聲；(b) 施加超聲

圖4 鑄錠顯微組織圖

從邊部到心部所取6個試樣的晶粒平均粒度見表2(其中，編號1對應邊部，編號6對應心部)。從表2可發現細化率最大的位置在邊部到1/2半徑這一區域，從1/2半徑到鑄錠心部細化率逐漸減小。

進一步分析表2可發現：在邊部超聲鑄錠晶粒粒度分布較平緩，說明晶粒粒度普遍較小，比較均勻，邊部細晶區范圍擴大；越往心部，組織越粗大，但晶粒最粗大區域并不在心部而在其附近，尤其是施加超聲鑄錠組織曲線在心部明顯地向下傾斜，說明鑄錠心部組織并沒有繼續長大反而有所減小。未加超聲和施加超聲的晶粒平均粒度變化趨勢大致相同，邊部較小，心部較大；超聲雖然對全斷面具有細化作用，但細化率并不一致，在1/2半徑到邊部這一區域比較大。

表2 沿半徑方向晶粒粒度

圖5所示為普通鑄錠與超聲鑄錠背散射圖，可見普通鑄錠組織的結晶相比較發達，且有很多結晶相的粒度粗大。而超聲鑄錠的結晶相呈現等軸狀，形狀比較圓整，結晶相的分布比較分散，粗大結晶相也很少。經能譜分析發現這2種鑄錠的結晶相種類主要是α(Al)+θ(Al2Cu) 二元共晶，其次為α(Al)+θ(Al2Cu)+ T(Al20Cu2Mn3) 三元共晶及雜質相Al7Cu2(FeMn)，超聲的施加并未改變結晶相的種類，但改變了結晶相的形貌，同時減少了雜質相Al7Cu2(FeMn)的含量。如圖5所示放大方框內普通鑄錠內含有較多的粗大結晶相，其中呈骨骼狀、塊狀的結晶相，經能譜分析該相為Al7Cu2(FeMn)，因為該雜質相常常存在于粗大的二元共晶或三元共晶相內，而超聲鑄錠的共晶相形貌變得細小，分布也更加均勻，故含Fe雜質相也相應地減少。

圖5 加超聲與無超聲鑄錠背散射圖

3 分析與討論

對于超聲作用于金屬熔體凝固組織的機理，有多種學說，目前認為超聲細晶的主要作用是空化效應和聲流效應[10?12]，但金屬凝固過程的高溫、不可觀察等原因缺乏最直接的實驗證據，而且對于小型實驗室模鑄和大型工業化鑄造等不同鑄造條件，超聲的作用機理也有所不同。本文鑄造采用熱頂鑄造，其特點是高液位，液面到凝固前沿的距離很大，在實驗過程中經實際測量，中心部位凝固前沿的深度達到395 mm，邊部的深度為230 mm(液穴分布模擬圖見圖6(a))。本文將直徑為650 mm的超聲熱頂鑄造超聲輻射桿插入鋁液中的深度為70 mm，施加位置靠近邊部(見圖2)。這里著重探討在高液位的熔池中超聲的空化效應在鋁熔體凝固過程中所起的作用。首先對超聲在鋁熔體中聲壓場的分布進行計算仿真，得到超聲空化區域，然后進一步分析熱頂鑄造中超聲空化作用的內在機理。

3.1 鋁熔體中超聲空化場的模擬仿真

建立超聲振動系統的有限元模型，進行結構動力學和流固耦合仿真，并計算超聲振動系統在流體介質中的聲壓場。結構動力學分析基于下列基本方程：

其中：[]，[]和[]分別為系統的質量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣；{}為載荷力向量；{}，和分別為位移矢量、位移對時間的一階導數、位移對時間的二階導數。在有限元模型的幾何粒度與材料物性確定的情況下，模型就會確定一個唯一的[]，[]和[]。

在計算聲場前先假設流體為均質、非黏性、無不規則流動，流體密度是關于壓力的函數并隨之變化，則聲壓分布服從Helmholtz方程[13]：

式中：=2π；為聲波的振動頻率，Hz；為聲波在流體中的傳播速度，m/s。

該偏微分方程的解僅與邊界條件和和有關，只要確定某計算域的聲壓邊界條件和聲波在該區域介質中的振動頻率、傳播速度，便可確定該區域的聲場分布。當涉及流固耦合問題分析時，在結構方程中考慮流體界面處的聲壓，從而得到

對聲壓積分并將聲壓的形函數矩陣式代入得到結構動態有限元方程：

據該方程與界面能量耗損聲波離散方程，得到流固耦合問題的有限單元法離散方程：

(a) 液穴內超聲桿空化作用；(b) 聲壓幅值分布；(c) 超聲空化區域

圖6(b)所示為鋁熔體中超聲聲壓幅值分布。由圖6(b)可見輻射桿端面附近為聲壓較強，沿端面法向方向聲壓幅值迅速衰減。輻射桿側面也存在1個聲輻射區域，該輻射區域聲壓幅值比端面區域聲壓幅值低，面積也較小。

液體中產生空化需要達到相應的空化閾值，該空化閾值與液體的溫度、含氣量、靜壓力等因素密切相關[14]。經研究[15?16]，在700 ℃時，高強鋁合金的空化閾值約為1.1 MPa。對近場中聲壓幅值高于1.1 MPa區域進行重新表示，所得結果如圖6(c)所示。當施振深度為70 mm時，超聲輻射桿空化區域主要有2部分：輻射桿端面正下方空化區為端面至端面以下70 mm處；側面空化區則位于輻射桿浸入部分中心部位，其徑向距離達到30 mm。故熱頂鑄造過程中結晶器內超聲空化效應的主要作用在輻射桿附近，自液面至液面以下140 mm區域內，離凝固前沿仍有一段距離，因此，空化作用并沒有直接參與凝固形核，而是間接影響到凝固過程。

3.2 超聲對異質顆粒的潤濕活化作用

金屬熔體中往往存在許多亞微觀不溶性固體異質顆粒物(如氧化物、碳化物、氮化物等)，在實際生產中，晶核優先依附于這些異質顆粒表面形成，即以異質形核方式生長。但在通常情況下，由于異質顆粒表面存在一些窄裂縫、凹槽、凸臺、裂紋等表面缺陷使得大部分異質顆粒處于惰性狀態，并未成為有效異質核心參與形核，因此，在工業生產中，往往需要向熔體中添加細化劑，如向鋁合金添加鋁鈦硼、鋁鈦碳等。施加超聲場對這些異質顆粒具有強烈的活化作用，能夠把它們轉變為有效晶核參與到凝固形核過程。

由超聲空化作用機理可知在靠近聲源較近的區域，空化氣泡在極短時間內出現膨脹、收縮和崩潰運動。由于空化時間很短，將氣泡的壓縮過程認為是絕熱過程，則空化作用在鋁熔體中產生局部的高溫高壓，當固液界面上存在局部壓力或壓力作用在整個系統上時，液相和固相的自由能隨著壓力和溫度的變化而變化。通過試驗及文獻[17]可以推導出空化泡崩潰、爆裂時的最大壓力max為

式中：為空化泡內的蒸汽壓；m為氣泡閉合時的外部壓力；為蒸汽的比熱比。通過計算，在超聲頻率為19 kHz，超聲聲強為88.1967 W/cm2時，空化氣泡破滅能產生的最大壓強為1.6 GPa，如此大的瞬時壓強產生的沖擊將異質顆粒表面的污物層擊潰并使其脫落，而當液態金屬中游移的空化泡不斷產生、膨脹、收縮和崩潰時，空泡潰滅的沖擊壓力連續不斷地沖擊顆粒表面，起到清洗異質顆粒表面的作用?？栈菰谡袷庍^程中將伴隨著一系列二階現象發生, 如使液體本身產生環流，它可使振動氣泡表面處存在很高的速度梯度和黏滯應力，促使清洗件表面污物破壞和脫落。同時，超聲空化在固體和液體截面上所產生的高速微射流能夠除去或削弱邊界污層，深入顆粒表面的空穴、凹槽、狹縫和微孔中，提高異質顆粒的潤濕性。此外，超聲振動也能引起金屬液中異質顆粒的強烈振動，也能增大其在液態金屬中的潤濕性。上述作用使在輻射桿附近的空化區域內異質顆粒不斷被沖擊、活化，當它們傳到液穴中時，就為液穴增加了大量的活性晶核。

超聲空化作用對異質顆粒的潤濕活化示意圖如圖7所示。超聲空化泡崩潰時產生的高強脈沖不斷地將液態金屬擠入異質表面缺陷中，降低固?液界面潤濕角，提高異質表面的潤濕性。假定在固態顆粒表面形成的是球形晶核，則均質形核功[18]為

(a) 顆粒內空化泡崩潰過程；(b) 超聲減小潤濕角示意圖

圖7 超聲空化作用對異質顆粒的潤濕活化示意圖

Fig. 7 Schematic diagram of ultrasonic cavitation effect on heterogeneous particles

異質形核形核功為：

圖8 異質形核所克服的自由能勢壘與接觸角的關系

超聲的空化作用對熔池上部的金屬液體內異質顆粒起到活化作用，增加其潤濕性，降低了，促進其在凝固結晶時增加形核核心。在邊部，由于超聲的施加位置更接近凝固前沿，超聲的作用效果更加明顯，所以，超聲鑄錠邊部組織細晶區域范圍明顯增大，細化效果也顯著增強(如圖5所示)。在心部，超聲施加位置遠離凝固前沿，因此，對凝固過程作用較小，如表2中心部附近細化率最低。

4 結論

1) 在大規格圓錠熱頂半連續鑄造過程中，施加多源超聲能場，有效地細化了凝固組織，晶粒平均粒度降低107 μm，尤其在鑄錠邊部到1/2半徑附近位置，細化效果最強；鑄錠的結晶相粒度變小，呈等軸狀，含Fe雜質相也相應減少。

2) 在液穴較深的熱頂鑄造過程中，超聲空化作用對凝固形核過程的影響主要為空化泡的膨脹、收縮、崩潰對液態金屬中的異質顆粒不斷沖擊，增大了其與金屬液的接觸角，活化了異質顆粒，促使其在凝固過程中形成有效的形核核心，從而細化了凝固組織。

參考文獻：

[1] 王祝堂, 田榮璋. 鋁合金及其加工手冊[M]. 長沙: 中南大學出版社, 2005: 931?933. WANG Zhutang, TIAN Rongzhang.Handbook of aluminum alloy and processing[M]. Changsha: Central South University Press, 2005: 931?933.

[2] 覃錫伯. 鋁合金圓鑄錠工藝問題及對策[J]. 技術與市場, 2013, 20(6): 140?141. TAN Xibo. Aluminum alloy round ingot process problems and countermeasures[J]. Technology and Market, 2013, 20(6): 140?141.

[3] 樊富友, 陳明, 于曉艷, 等. 大型薄壁鋁合金艙體鑄件裂紋分析及試驗研究[J]. 鑄造技術, 2013, 34(2): 196?199. FAN Fuyou, CHEN Ming, YU Xiaoyan, et al. Crack analysis and research of large-scale thin-wall cabin body casting of aluminum alloy[J]. Foundry Technology, 2013, 34(2): 196?199.

[4] 崔長齊, 閆紹國, 林晨華, 等. 采用連鑄連鍛的技術防治合金鑄件缺陷[J]. 精密成形工程, 2013, 5(4): 69?73. CUI Changqi, YAN Shaoguo, LIN Chenhua, et al. Solution to the defect of aluminium alloy foundry goods by continuous castingand forging process[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2013, 5(4): 69?73.

[5] JIAN Xiaoli, XU Hanbing, MEEK T T. Effect of power ultrasound on solidification of aluminum A356 alloy[J]. Materials Letters, 2005, 59(2/3): 190?193.

[6] XU Hanbing, HAN Qingyou, MEEK T T. Effects of ultrasonic vibration on degassing of aluminum alloys[J]. Materials Science and Engineering A, 2008, 473(1/2): 96?104.

[7] IRSID. Ultrasonic can replace mould oscillation during billet casting[J]. Steel Times Int, 1989, 10(5): 45.

[8] 趙君文, 吳樹森, 萬里, 等. 超聲場中金屬半固態漿料組織的演化[J]. 金屬學報, 2009, 45(3): 314?319. ZHAO Junwen, WU Shusen, WAN Li, et al. Evolution of microstructure of semisolid metal slurry in ultrasonic field[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2009, 45(3): 314?319.

[9] 喬翔, 張志高, 李建濤, 等. 鑄造過程中超聲處理對7050鋁合金變形及熱處理的影響[J]. 金屬熱處理, 2011, 36(12): 62?65. QIAO Xiang, ZHANG Zhigao, LI Jiantao, et al. Effect of ultrasonic treatment during casting on deformation and heat treatment of 7050 aluminum alloy[J]. Heat Treatment of Metals, 2011, 36(12): 62?65.

[10] ESKIN G I. Effect of ultrasonic (cavitation) treatment of the melt on the microstructure evolution during solidification of aluminum alloy ingots[J].Zeitschrift Für Metallkunde, 2002, 93(6): 502?507.

[11] HUNT J D, JACKSON K A. Nucleation of solid in an undercooled liquid by cavitation[J]. Journal of Applied Physics, 1966, 37(1): 254?257.

[12] YASUDA K, SAIKI Y, KUBO T, et al. Influence of high-power ultrasonic irradiation on primary nucleation process during solidification[J]. Japanese Journal of Applied Physics, 2007, 46(7B): 4939.

[13] HUMPHREY V F. Ultrasonic review[J]. Progress in Biophysics and Molecular Biology, 2007, 93(1/2/3): 195?211.

[14] 馮若. 超聲手冊[M]. 南京: 南京大學出版社, 1999: 28. FENG Ruo. Ultrasonics handbook[M]. Nanjing: Nanjing University Press, 1999: 28.

[15] ESKIN G I. Principles of ultrasonic treatment application for light alloys Melts[J]. Advanced Performance Materials, 1997, 4(2): 223?232.

[16] 張敏, 李曉謙, 蔣日鵬, 等. 超聲振動系統振幅分布與空化腐蝕區域研究[J]. 振動與沖擊, 2014, 33(13): 59?62. ZHANG Min, LI Xiaoqian, JIANG Ripeng, et al. Amplitude distribution and cavitation corrosion field of ultrasonic transducer system[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(13): 59?62.

[17] MONDOLFO L F. Structure and properties of aluminum alloys[M]. London: Butterworths Press, 1976: 232?260.

[18] 范曉明.金屬凝固理論與技術[M]. 武漢: 武漢理工大學出版社, 2012: 211?213. FAN Xiaoming. Metal solidification theory and technology[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology Press, 2012: 211?213.

(編輯 陳燦華)

Effect rules and function mechanism of ultrasonic cavitation on solidification microstructure of large size high-strength aluminum alloy with hot top casting

LI Ruiqing, LI Xiaoqian, CHEN Pinghu, GUO Xing, ZHANG Min

(State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing,School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

Multi-source ultrasonic vibration system was imposed on high-strength aluminum alloy melt which was in diameter 650 mm hot top semi-continuous casting to explore the effect and mechanism of multi-source ultrasonic field on ingot macrostructure and microstructure. The results show that the ingot organization overall refines, grain shape changes from developed dendrite into equiaxed dendrite, the average grain size decreases by 107 μm, refining effect is most obvious on region around the ultrasonic radiation. In hot top casting process, the region of cavitation mainly lies in a limited area near radiation rod in aluminum liquid. Cavitation activates the heterogeneous particles in the liquid metal, the shock wave generated by collapse of cavitation bubbles increases the contact angle of heterogeneous particles and liquid metal, reduces the nucleation free energy, promotes heterogeneous nucleation occurs, increases the nucleation rate and refines solidification structure.

ultrasonic cavitation; high-strength aluminum alloy; hot top casting

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.10.010

TG148; TB559

A

1672?7207(2016)10?3354?07

2015?11?20；

2016?01?24

國家重點基礎研究發展計劃(973計劃)項目(2012CB619504)；國家自然科學基金資助項目(51475480，51575539)(Project(2012CB619504) supported by the National Key Basic Research Program (973 Program) of China; Projects(51475480, 51575539) supported by the National Natural Science Foundation of China)

李瑞卿，博士研究生，從事金屬凝固成形、超聲波輔助鑄造等研究；E-mail：lll87430@126.com