鋁連鑄連軋過程中鑄嘴堵塞的原因與機理

沈 吉1，鄧騰飛1，姚振華

(武漢理工大學1.硅酸鹽建筑材料國家重點實驗室，2.材料科學與工程學院，武漢 430070)

0 引 言

鋁及鋁合金具有密度小、強度高、加工性能好及焊接性能優良等特點，廣泛應用于國民經濟和國防軍工等領域，是一種重要的輕質高強結構材料[1-2]。連鑄連軋[3-6]是目前較為先進的鋁成形技術之一，與傳統鑄軋方法相比，能大幅提高金屬收得率和鑄坯質量，并節約能源。但是，由于高水平連鑄生產線設備的關鍵部件目前均需進口，連鑄連軋鋁板/帶的成本居高不下。

鑄嘴是將鋁熔體送入連鑄機的關鍵部件，屬于消耗性產品，在實際生產中容易發生堵塞，而一旦堵塞，必須停機清理或更換后才能繼續生產，這極大地降低了生產效率。為此，一些學者對連鑄機鑄嘴掛渣堵塞現象進行了研究。陳自偉等[7]對連鑄連軋AA8011鋁合金時的堵塞鑄嘴進行了組織觀察與成分分析，發現該鋁合金熔體中的雜質在接觸到鑄嘴表面時因溫度降低而不斷析出，增大了鑄嘴的表面粗糙度，從而引起鑄嘴掛渣；盧廣璽等[8]研究了哈茲列特連鑄連軋AA5052鋁合金過程中鑄嘴掛渣的成分，并通過熱力學計算分析了鑄嘴掛渣的形成機理。然而，上述研究主要通過對鑄嘴及掛渣的成分進行分析來反推鑄嘴堵塞的機理，而鮮有通過研究高溫鋁液與鑄嘴材料的反應來分析堵塞現象并探索掛渣形成機制的報道。為此，作者一方面采用有限元方法模擬了連鑄連軋過程中鋁液流經鑄嘴時的溫度場及速度場，另一方面通過試驗研究了鑄嘴材料和純鋁片在不同溫度反應不同時間后的形貌和成分，綜合分析了掛渣長大的機理。這對于明確鑄嘴堵塞原因，改進鑄嘴材料及其結構以提高生產效率有著重要的現實意義。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗用鋁片材料為A837078純鋁，厚度為0.2 mm，純度為99.99%，由上海麥克林生化科技有限公司提供；鑄嘴材料由洛陽豫港龍泉高精度鋁板帶有限公司提供。采用荷蘭PANalytical.B.V型波長色散型X射線熒光光譜儀測定其主要成分，結果見表1。

表1 鑄嘴材料的主要成分(質量分數)Table 1 Main composition of nozzle material (mass) %

從鑄嘴材料上截取直徑17 mm，厚度3 mm的圓柱形試樣并置于氧化鋁陶瓷坩堝中，在試樣上放置鋁片(質量3.5 g)，蓋上氧化鋁陶瓷蓋后放入TL1700型管式氣氛燒結爐中，模擬鋁液流經鑄嘴時與鑄嘴材料的反應過程。坩堝位于K型熱電偶頂端的正下方，抽3次真空使真空度低于0.1 Pa，每次抽真空后均通入還原性氣體(體積比為95∶5的氬氣和氫氣)直至反應結束，氣體流量為0.2 L·h-1，反應溫度分別為850，900，950 ℃，反應時間分別為2，4，6，8，10 h，反應結束后以5 ℃·min-1的速率冷至室溫。

1.2 試驗方法

取與鋁片反應后的鑄嘴試樣，在100 ℃下保溫12 h，使用D/max-RA型轉靶X射線衍射儀(XRD)測定試樣表面的物相組成，采用銅靶，Kα1射線，掃描速率10 (°)·min-1，工作電壓40 kV，工作電流30 mA，掃描范圍5°～80°。采用QUANTA FEG 450型場發射環境掃描電鏡(SEM)觀察試樣表面及截面微觀形貌，利用附帶的EDAX/TEAMTM型能譜儀(EDS)分析表面微區成分。

2 鋁液在鑄嘴中流動的有限元模擬

在workbench19.2平臺上，分別通過SpaceClaim、Mesh、Fluent軟件建立三維實體模型、劃分網格及進行后處理，對鑄嘴型腔內鋁液的實際流動過程進行溫度場與速度場的模擬計算。

圖1 鑄嘴的三維實體模型以及網格劃分后的有限元模型Fig.1 Three-dimensional solid model (a) and finite element model after meshing (b) of casting nozzle

建立的鑄嘴三維實體模型和有限元模型如圖1所示。鑄嘴輪廓尺寸為255.5 mm×95.0 mm×18.0 mm(長×寬×高)，鑄嘴型腔尺寸為255.5 mm×66.5 mm×8.5 mm，連鑄生產時鑄嘴被尺寸為95.0 mm×45.0 mm×5.0 mm的鐵板固定。有限元模型的網格尺寸均為0.5 mm。為了提高模型計算精度，型腔內采用沿鋁液流動方向的結構網格，其他區域均采用四面體網格。為了反映鋁液在鑄嘴中的流動狀況及鑄嘴和鐵板之間的傳熱過程，在鋁液與鑄嘴材料接觸的邊界層、鑄嘴材料與鐵板的邊界層上添加了共節點網格。

在模擬時假設鋁液流場全過程穩定，入料口處流體速度分布均勻，且不考慮鋁液流入鑄嘴時分流的影響和鋁液中的化學反應。鋁液在鑄嘴中流動時屬于共軛傳熱，涉及鋁液與鑄嘴材料、鑄嘴材料與鐵板之間的熱傳導，以及鑄嘴材料、鐵板與空氣之間的熱對流。在采用Fluent軟件計算溫度場時，涉及的材料性能參數主要包括鋁液的密度、黏度、比熱容、熱導率，以及鑄嘴材料和鐵板的密度、比熱容和熱導率。采用LabsysSTA型高溫同步熱分析儀和LFA457型激光導熱儀測定鑄嘴材料在273.15～1 073.15 K時的比熱容，并計算熱導率，結果見表2。

表2 鑄嘴材料的熱導率和比熱容Table 2 Thermal conductivity and specific heat capacity of casting nozzle material

由表2中的數據擬合得到鑄嘴材料熱導率、比熱容與溫度的關系式分別為

λ=0.335 05-2.753 2×10-4T+

5.261 3×10-7T2

(1)

Cp=0.526 37+1.11×10-3T-

4.871 94×10-7T2

(2)

式中：λ為鑄嘴材料的熱導率；Cp為鑄嘴材料的比熱容；T為溫度。

從文獻[9]中獲取鋁液的黏度η，擬合得到其與溫度的關系式為

η=2.185+10-8exp(106.36/T)

(3)

有限元模擬時，鋁液、鑄嘴材料和鐵板的密度以及鋁液和鐵板的比熱容、熱導率均為定值。鋁液的密度、比熱容和熱導率分別為2 371 kg·m-3，893 J·kg-1·K-1，92 W·m-1·K-1；鑄嘴材料的密度為1 918 kg·m-3；鐵板的密度、比熱容和熱導率分別為7 800 kg·m-3，460 J·kg-1·K-1，46.52 W·m-1·K-1。鑄嘴材料的熱導率、比熱容和鋁液的黏度均隨溫度的變化而變化，模擬時需在相應參數處分別導入式(1)、式(2)和式(3)。

流體的流動狀態可以分為層流和湍流，主要由雷諾數Re[10]決定，當Re大于2 070時為湍流模型。Re的計算公式為

(4)

式中：v為流體截面平均速度；L為特征長度(水力直徑)；D為流體運動黏度；A為過流斷面面積；S為過流斷面上流體與固體接觸的周長。

在單位時間內流入鑄嘴的鋁液質量等于單位時間內形成鑄軋板的質量，因此

ml=qρl=v1L1h1ρs

(5)

q=vA

(6)

式中：ml為單位時間內流入鑄嘴的鋁液質量；q為通過截面的鋁液流量；ρl為鋁液密度；v1為鑄軋速度；L1為鑄軋板寬度；h1為鑄軋板厚度；ρs為鑄軋板密度。

式(4)～式 (6)中不同物理量的取值[11]如下：A=565.25 mm2，S=150 mm，ρl=2 371 kg·m-3，v1=0.95 m·s-1，L1=95.0 mm，h1=8.5 mm，ρs=2 703 kg·m-3，D=0.717 mm2·s-1。由此計算得到Re為22 700，大于2 070，因此模擬時采用湍流模型。鋁液流動的截面平均速度(進口速度)v=1.08 m·s-1，進口溫度為1 073.15 K。

3 結果與討論

圖2 鋁液在鑄嘴中流動時的橫截面和縱截面溫度場Fig.2 Temperature fields of cross section (a-b) and longitudinal section (c) when the molten aluminum was flowing in the casting nozzle

3.1 連鑄過程中溫度場與速度場模擬結果

圖2中x,y坐標位置見圖1(a)。由圖2可知：在x軸方向上(橫截面)鑄嘴的最低溫度為974.19 K，最高溫度為1 073.15 K；在y軸方向上(縱截面)鐵板固定位置處鑄嘴的最低溫度為799.01 K，最高溫度為1 073.15 K，其他區域最低溫度為763.46 K，最高溫度為1 073.15 K。在鐵板固定位置處，鑄嘴的溫度梯度比其他區域的大，堵塞情況也比其他區域的嚴重。這是由于鐵的熱導率比鑄嘴材料的大，即鐵板的散熱更快，其固定區域的溫度更低，并且此處壓力也相對較大，因此鋁液流經該區域時黏度增大，流動變慢，從而加快了該區域堵塞。

由圖3可知：鐵板固定處鑄嘴結構的最低溫度為916.74 K，最高溫度為985.86 K；其他區域的最低溫度為673.15 K，與鋁液接觸部位的最高溫度為1 063.16 K，出口溫度僅比入口低295.15 K。由此可知，鑄嘴材料的保溫性能優良。

圖3 鋁液流動時鑄嘴結構的溫度場Fig.3 Temperature field of casting nozzle solid structure when the molten aluminum was flowing

由圖4可知，在接近鑄嘴內壁處流體的最低速度為0.166 m·s-1，在z方向中心區域最高速度為1.351 m·s-1。這種速度分布的不均勻必然會導致溫度分布的不均勻[12]，推測z方向中心區域的溫度要比內壁處高10 ℃以上。與鑄嘴內壁接觸的鋁液溫度低且流速慢，更容易與鑄嘴材料發生反應，從而加劇鑄嘴堵塞。另外，在實際生產過程中，鋁液流動速度和溫度分布的不均勻會導致鋁液在鑄軋結晶時產生偏析，在鋁板上產生明顯的條紋，不利于鋁板質量的提高。

圖4 鑄嘴內部鋁液的流動速度場Fig.4 Velocity distribution of molten aluminum flowing inside the casting nozzle

3.2 宏觀形貌

由圖5可以看出，在不同溫度下反應不同時間后，鑄嘴材料表面幾乎都出現了黑色物質。這與實際連鑄生產后鐵板固定區域鑄嘴內壁存在較多黑點的形貌(見圖6)存在相似性。

圖5 鑄嘴材料與鋁液在不同溫度反應不同時間后的宏觀形貌Fig.5 Macromorphology of casting nozzle materials after reaction with molten aluminum at different temperatures for different times

圖6 實際連鑄生產后鐵板固定處鑄嘴內壁的表面形貌Fig.6 Morphology of inner-surface of casting nozzle at the fixed position of iron plate after actual continuous casting

圖7 不同溫度反應不同時間后鑄嘴材料表面黑色物質的面積Fig.7 Areas of dark substances on surface of casting nozzle material after reaction at different temperatures for different times

使用ImageJ軟件測定試樣表面黑色物質的面積。由圖7可以看出，隨著溫度的升高和時間的延長，鑄嘴材料表面黑色物質的生成量增多、面積變大。

3.3 物相組成

在不同溫度下與鋁液反應不同時間后，鑄嘴材料表面黑色物質的物相組成和微觀形貌相似，后文均以在950 ℃反應12 h的試樣為例進行說明。由圖8可知：鑄嘴材料的主要物相為莫來石(3Al2O3-2SiO2)和石英，與鋁液反應后表面生成的黑色物質的主要物相為Al2O3、硅、鋁。鑄嘴材料與鋁發生反應后，莫來石和石英相消失，出現了硅、鋁單質和大量Al2O3相。

3.4 微觀形貌及微區成分

由圖9可以看出：鑄嘴材料表面的莫來石相呈纖維狀交織[13]，直徑在125～250 nm；黑色物質主要呈團塊狀，其上有孔隙且附著有較多顆粒狀和棒狀物質，黑色物質邊界處為針棒狀纖維和塊狀團聚物混合相。由此分析認為，鑄嘴表面的莫來石纖維與鋁液反應后產生了形狀不規則、多間隙的塊狀團聚物，增大了鑄嘴內壁的表面粗糙度，導致掛渣形成后難以被鋁液沖刷掉，從而加劇了鑄嘴堵塞。

圖8 鑄嘴材料及其與鋁液在950 ℃反應12 h生成黑色物質的XRD譜Fig.8 XRD patterns of casting nozzle materials (a) and dark substances (b) produced by reaction of casting nozzle material with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h

圖9 與鋁液在950 ℃保溫12 h反應前后鑄嘴材料的表面SEM形貌Fig.9 SEM morphology of casting nozzle material surface before (a) and after (b-c) reaction with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h： (b) field of view 1 and (c) field of view 2

由表3結合圖9可以看出：位置1和位置2處的主要化學成分為鋁和氧，說明黑色物質中的團聚物主要為Al2O3；位置3處的主要化學成分為鋁和硅，說明顆粒狀物質為硅、鋁單質；位置4和位置7處的主要成分為鋁、硅、氧，推測該處塊狀和棒狀物質含有莫來石和Al2O3，此處為反應結合界面；位置5處為鑄嘴材料中未發生反應的莫來石纖維，位置6處為反應析出的Al2O3顆粒。

表3 與鋁液反應后鑄嘴材料表面不同位置的EDS分析結果(質量分數)Table 3 EDS analysis results of different positions on surface of casting nozzle material after reaction with molten aluminum (mass) %

由圖10可以看出：與鋁液反應后鑄嘴材料的截面由具有明顯分界的淺色區域和深色區域組成，其中淺色區域為鑄嘴材料，深色區域為反應生成物；截面上的氧元素分布較為均勻；鋁元素大部分以Al2O3的形式分布在反應后的深色區域，少部分分布在鑄嘴材料中,以莫來石相呈現；硅元素主要以石英的形式分布在鑄嘴材料中，少量分布在反應后的深色區域，主要以反應生成的單質硅形式存在。

3.5 鑄嘴掛渣的組成及堵塞機理

綜上所述，在一定溫度下鋁液與鑄嘴材料中的SiO2發生置換反應生成單質硅和Al2O3，反應方程為

(1)

由熱力學計算手冊[14]可知，在850～950 ℃時，式(1)中各物質的吉布斯自由能G均小于0;在氧勢圖[15]中，Al2O3比SiO2位置要低，鋁對氧的親和力比硅對氧的親和力強。故850～950 ℃時該置換反應能夠發生，且溫度越高，ΔG越負，反應越容易發生。因此，隨著反應溫度的升高及反應時間的延長，鑄嘴材料表面的黑色物質越來越多。

圖10 與鋁液在950 ℃反應12 h后鑄嘴材料的截面形貌及元素面分布Fig.10 Morphology and element distribution of cross section of nozzle material after reaction with molten aluminum at 950 ℃ for 12 h: (a) macromorphology; (b) secondary electron morphology; (c) distribution of O; (d) distribution of Al and (e) distribution of Si

在連鑄過程中鋁液會不斷與鑄嘴材料發生反應形成Al2O3夾渣。在生產初始階段，鑄嘴內壁表面光滑，鋁液流動速度較快，能夠不斷沖刷掉內壁表面的反應產物(Al2O3和單質硅)。Al2O3和單質硅與鋁形成的合金(硅含量較少時可部分溶于鋁液)由此進入鋁液,同時與鑄嘴內壁接觸的鋁液溫度較低，這兩種因素共同作用造成鋁液黏度升高、流速下降[16]，從而降低了鋁液的沖刷能力，導致鑄嘴內壁上的夾渣越來越多，型腔越來越狹窄。此外，由于鑄嘴材料是一種多孔材料，鋁液與鑄嘴材料的反應不僅發生在表面，還會發生在內部。在鋁液的沖刷作用下反應產物脫離時會在鑄嘴表面形成微小凹坑，且反應生成物疏松多孔，這些均會增大鑄嘴內壁的表面粗糙度；而熔融鋁液在粗糙的表面更容易發生凝固。因此，隨著連鑄的不斷進行，鑄嘴內壁表面的夾渣越來越多，鋁液通道不斷變窄，最終導致鋁液不能流動，鑄嘴堵塞。

4 結 論

(1) 有限元計算結果表明在鋁液流動過程中，鐵板固定處鑄嘴的溫度較其他區域的低，溫度梯度較大，壓力較大，導致該處鋁液黏度增大、流速變慢，容易發生掛渣；鑄嘴型腔中間區域的鋁液流動速度比鑄嘴內壁附近的大，導致鋁液流動過程中溫度分布不均勻，與鑄嘴壁接觸區域的鋁液普遍溫度較低，易發生掛渣堵塞。

(2) 鋁液與鑄嘴材料中的SiO2會發生置換反應，生成Al2O3夾渣和單質硅； Al2O3一方面會造成鑄嘴內壁表面粗糙度增大，另一方面會進入鋁液使其黏度增大、流速變慢，不能及時沖刷掉鑄嘴內壁表面掛渣，從而使得內壁上的Al2O3夾渣不斷增多，鋁液通道不斷變窄，最終導致鑄嘴堵塞。