耿云飛，鐘良才，楊曉猛，楊仕存，張 嶺，賀龍龍

（多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,東北大學(xué)冶金學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110004）

0 引言

模鑄工藝是鋼液凝固成形的傳統(tǒng)工藝，在大鋼錠生產(chǎn)中占有重要地位[1]。模鑄大鋼錠在澆鑄凝固過(guò)程中由于流動(dòng)性較差、模內(nèi)溫度分布不均，容易產(chǎn)生宏觀偏析、縮孔、疏松、氣孔等缺陷，大量的研究表明上述凝固缺陷都與鑄錠凝固組織有直接關(guān)系。因此，改善鑄錠凝固傳熱條件，促進(jìn)鑄錠同時(shí)凝固，獲得均勻、細(xì)小的凝固組織是改善鑄錠質(zhì)量的有效方法。在下注法模鑄澆鑄凝固過(guò)程中運(yùn)用底吹氬攪拌鋼液，引起液相的流動(dòng)，可以加強(qiáng)鋼液的傳熱與傳質(zhì)，同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致枝晶的折斷，起到細(xì)化晶粒的效果[2]。許多研究者采用NH4Cl 溶液模擬了鋼液的定向凝固過(guò)程[3-6]，但在澆鑄過(guò)程下吹氬條件對(duì)金屬液凝固的影響研究較為少見(jiàn)。

鉍基低熔點(diǎn)合金常被用來(lái)模擬鋼液的攪拌和流場(chǎng)分布以及不同條件下的金屬凝固溫度變化、凝固組織細(xì)化和改善鑄坯質(zhì)量等凝固模擬試驗(yàn)[7-12]。筆者在實(shí)驗(yàn)室采用Pb18Sn12In21Bi49低熔點(diǎn)合金模擬鋼液在鑄模底部通過(guò)彌散型透氣磚吹入細(xì)小氣泡進(jìn)行底吹氬的澆鑄和凝固過(guò)程，在鑄模內(nèi)橫向和縱向不同位置設(shè)置熱電偶測(cè)定澆鑄過(guò)程吹氬和不吹氬的金屬液的溫度變化，研究不同底吹氬流量對(duì)鑄錠澆鑄和凝固過(guò)程中溫度變化及凝固組織的影響。該研究對(duì)于了解澆鑄過(guò)程鑄模底吹氬產(chǎn)生的金屬液的溫度變化及其凝固過(guò)程和凝固組織有參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)方法

Pb18Sn12In21Bi49（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）四元合金的熔點(diǎn)為59.73 ℃，由Sn-(Bi、In)固溶體相、PbBi 化合物相以及InBi 化合物相組成。本研究采用的鑄模模型與30 t 鋼錠模的幾何相似比為1:15，模型尺寸如表1 所示，采用不銹鋼加工，模型四個(gè)側(cè)壁面為不銹鋼的冷卻壁。由于澆鑄系統(tǒng)和鑄錠較小，比表面積大，系統(tǒng)散熱快，為保證低熔點(diǎn)合金液通過(guò)下注法從模型的底部澆鑄入模內(nèi)，將低熔點(diǎn)合金液加熱到120 ℃，澆注高度為模型內(nèi)210 mm 處，澆鑄的錠重為12 kg。為了縮短凝固時(shí)間，將25 ℃恒溫水通過(guò)恒溫槽泵入冷卻壁，循環(huán)冷卻壁面。采用直徑為1 mm 的鎧裝熱電偶和溫度巡檢儀通過(guò)計(jì)算機(jī)記錄模型內(nèi)水平方向和豎直方向不同位置的溫度變化。試驗(yàn)裝置如圖1 所示。以底注中心為原點(diǎn)，x軸表示水平方向、y軸表示豎直方向。采用兩個(gè)彌散型透氣磚進(jìn)行底吹氬，透氣磚距中心位置L為30 mm，吹氬時(shí)間150 s，澆鑄流量12 cm3/s，總底吹氬流量分別是120、200、300 mL/min。

表1 鑄模模型的尺寸Table 1 Main size of casting mold mm

圖1 試驗(yàn)裝置示意Fig.1 Schematic of experimental apparatus

試驗(yàn)結(jié)束后的取樣方案如圖2 所示，首先取距鑄錠底部60 mm 高度處橫截面為研究面，用線切割從此截面向上取出厚5 mm 的矩形塊體，然后在水平截面中心、距中心負(fù)50.5 mm 處、正50.5 mm 處取出15 mm×15 mm×5 mm 金相試樣，依次使用800#、1 000#、1 500#、2 000#、4 000#砂紙磨樣，然后清水拋光。采用掃描電鏡（SEM）對(duì)樣品進(jìn)行鑄態(tài)組織觀察。并對(duì)每個(gè)試樣在×1 000 視場(chǎng)下采集12 張合金鑄態(tài)的背散射電子圖像，然后采用圖像處理軟件IPP 對(duì)合金試樣富Sn 相尺寸進(jìn)行定量統(tǒng)計(jì)，分析不同吹氬條件對(duì)合金凝固相組織的影響。

圖2 鑄錠取樣方案（單位：mm）Fig.2 Sampling scheme from cast ingot

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 不同流量對(duì)凝固溫度的變化

圖3 為不同底吹流量下澆鑄過(guò)程水平方向溫度隨時(shí)間的變化曲線。由圖3 可以看出在合金液進(jìn)入模型接觸到測(cè)溫偶頭時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度隨之升高，在澆鑄過(guò)程中靠近模壁的監(jiān)測(cè)點(diǎn)5、8 處的溫度首先依次降至合金熔點(diǎn)以下，并未產(chǎn)生其它溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)因凝固形成的等溫平臺(tái)，這是由于模壁激冷作用和冷卻水的冷卻作用導(dǎo)致壁面附近金屬液熱量快速向外傳遞造成的。同時(shí)發(fā)現(xiàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)5 要比監(jiān)測(cè)點(diǎn)8 的溫度降得更快，這是因?yàn)檠h(huán)冷卻水由模型左側(cè)的冷卻壁下部泵入，再由模型右側(cè)的冷卻壁上部泵出，由于在流動(dòng)過(guò)程中冷卻水吸收了熱量，使得左側(cè)冷卻壁和右側(cè)冷卻壁的溫度不同，導(dǎo)致左側(cè)冷卻壁的冷卻作用要大于右側(cè)冷卻壁的冷卻作用。當(dāng)模內(nèi)中心區(qū)域的金屬液溫度降至熔點(diǎn)時(shí)，開(kāi)始釋放潛熱，產(chǎn)生等溫平臺(tái)，可以看到水平方向上監(jiān)測(cè)點(diǎn)6、2、7 處幾乎同時(shí)開(kāi)始凝固，在中心點(diǎn)兩側(cè)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)6、2 依次凝固結(jié)束后，中心監(jiān)測(cè)點(diǎn)7 最后凝固結(jié)束。

由圖3 可以看到，無(wú)底吹時(shí)在澆鑄結(jié)束前有一段時(shí)間（從80 s 到125 s 之間）中心監(jiān)測(cè)點(diǎn)7 處的溫度下降很緩慢，表明在這段時(shí)間里，中心處的熱損失與從底部澆入的高溫金屬液帶入的熱量相近；但澆鑄結(jié)束后（約134 s）該監(jiān)測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)溫度從72 °C 驟降到62 °C 的現(xiàn)象，這是由于澆鑄完成后，再?zèng)]有新的高溫合金液進(jìn)入模型，模內(nèi)液體熱量向兩側(cè)和底部大量散熱引起的。而當(dāng)澆鑄過(guò)程底吹氬時(shí)，因?yàn)闅鍤馀莸臄嚢栌欣趥鳠幔沟帽O(jiān)測(cè)點(diǎn)7 處的熱量很快向四周傳遞，所以澆鑄過(guò)程底吹氬后，中心監(jiān)測(cè)點(diǎn)未出現(xiàn)溫降變緩及溫度陡降現(xiàn)象，而是以較快的溫降速率降低到凝固溫度。對(duì)比圖3（a）（b）（c）（d）可以看出，圖3（b）中監(jiān)測(cè)點(diǎn)5、8 溫降過(guò)程較為一致，說(shuō)明當(dāng)總底吹氬氣量為120 mL/min 時(shí)澆鑄均勻了監(jiān)測(cè)點(diǎn)5 和8 的溫降。當(dāng)總底吹氬流量達(dá)到300 mL/min 時(shí)，盡管模型左右兩側(cè)的冷卻強(qiáng)度不一致，但監(jiān)測(cè)點(diǎn)6 和2 的溫度非常接近了。

圖3 不同底吹流量下水平方向上的溫度變化Fig.3 Variations of temperature at the horizontal direction with different bottom argon flow rates

圖4 為不同底吹氬流量下模內(nèi)豎直方向的溫度變化，由圖4 看到，澆鑄過(guò)程不吹氬時(shí)，在豎直方向上監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、2、3、4 處的溫度逐漸降低，各點(diǎn)的溫度差較大，且依次從下向上開(kāi)始凝固；而底吹氬時(shí)，在豎直方向上，隨底吹氬流量增加各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度差減小，甚至有的溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)如2 點(diǎn)的溫度在合金液凝固前出現(xiàn)明顯的升高現(xiàn)象，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的凝固時(shí)間幾乎一致。表明底吹氬后在豎直方向上溫度更均勻，并且可以發(fā)現(xiàn)底吹氬明顯延遲了底部開(kāi)始凝固的時(shí)間。因此，澆鑄過(guò)程底吹氬后，可以強(qiáng)化澆鑄過(guò)程模內(nèi)的傳熱，使得模內(nèi)溫度均勻，可以改善凝固組織。

圖4 不同底吹流量下豎直方向上溫度的變化Fig.4 Variations of temperature at the vertical direction with different bottom argon flow rates

由于不同試驗(yàn)在澆鑄速率存在差異，使得豎直方向上各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的開(kāi)始上升的溫度對(duì)應(yīng)的時(shí)間不同，造成了不同試驗(yàn)的開(kāi)始凝固時(shí)間存在20 s 的差異。

當(dāng)?shù)状盗髁吭龃蟮?00 mL/min 后，澆鑄過(guò)程中各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的最高溫度與無(wú)底吹相比較都有所下降，其中監(jiān)測(cè)點(diǎn)7（水平方向中心處）、監(jiān)測(cè)點(diǎn)1（豎直方向模型底部區(qū)域）的最高溫度比不吹氬的這兩點(diǎn)溫度降低最多，約為5 ℃。

2.2 不同流量對(duì)開(kāi)始凝固時(shí)間的影響

將溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)從開(kāi)始接觸高溫合金液至檢測(cè)出開(kāi)始凝固的時(shí)間定義為開(kāi)始凝固時(shí)間，該時(shí)間反映了高溫合金液進(jìn)入模型監(jiān)測(cè)點(diǎn)后到開(kāi)始凝固所需要的時(shí)間長(zhǎng)短。圖5 為1、2、3、4、6、7 監(jiān)測(cè)點(diǎn)的開(kāi)始凝固時(shí)間，由圖5 可知，在相同的冷卻條件下，無(wú)底吹氬時(shí)，在模型下部溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 的凝固時(shí)間只有80 s，而澆鑄過(guò)程底吹氬時(shí)，開(kāi)始凝固時(shí)間增加到110 s 以上。說(shuō)明澆鑄過(guò)程底吹氬顯著增大了監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 處的開(kāi)始凝固時(shí)間，即延遲了模型下部合金液的開(kāi)始凝固時(shí)間。澆鑄過(guò)程無(wú)底吹時(shí)，豎直方向上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)2、3、4 的開(kāi)始凝固時(shí)間均明顯高于底吹氬時(shí)相對(duì)應(yīng)點(diǎn)的開(kāi)始凝固時(shí)間；在水平方向，不進(jìn)行底吹氬時(shí)由于模型左右兩側(cè)的冷卻條件不同，造成左右對(duì)稱的兩個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 和6 處的開(kāi)始凝固時(shí)間存在較大的差別，靠近冷卻水入口的監(jiān)測(cè)點(diǎn)6 的開(kāi)始凝固時(shí)間120 s，而靠近冷卻液出口的監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的開(kāi)始凝固時(shí)間為130 s；澆鑄過(guò)程進(jìn)行底吹氬后，盡管左右兩側(cè)的冷卻條件存在差異，但對(duì)稱監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 和6 處的開(kāi)始凝固時(shí)間很接近，并且與中心監(jiān)測(cè)點(diǎn)7 處的開(kāi)始凝固時(shí)間也很接近，相差在1 s 左右。所以澆鑄過(guò)程底吹氬攪拌，使溫度場(chǎng)均勻，可以推遲模型下部合金液的開(kāi)始凝固時(shí)間，同時(shí)在水平方向上也可以縮短模型內(nèi)除下部以外的其它區(qū)域的開(kāi)始凝固時(shí)間。

圖5 模型內(nèi)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的開(kāi)始凝固時(shí)間對(duì)比Fig.5 Comparison of solidification start time at each monitoring point

對(duì)比了監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、3、6、7 在不同的兩個(gè)澆鑄時(shí)段的平均溫降速率，發(fā)現(xiàn)，底吹氬顯著降低了監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、3 處在澆鑄時(shí)間80 s 到130 s 內(nèi)的溫降速率，大體上看，底吹流量越大，溫降速率越低。底吹氬提高了監(jiān)測(cè)點(diǎn)7 在澆鑄時(shí)間30 s 到130 s 內(nèi)的溫降速率，即底吹氬提高了模內(nèi)中心區(qū)域的溫降速率，這與監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 澆鑄時(shí)間80 s 到130 s 內(nèi)的溫降趨勢(shì)相反，即底吹氬較低了底部區(qū)域的溫降速率，而且監(jiān)測(cè)點(diǎn)6 處在澆鑄時(shí)間30 s 到130 s 內(nèi)的溫降速率也略有下降，說(shuō)明底吹氬的攪拌作用促進(jìn)了模內(nèi)中心液體向四周的傳熱。

2.3 不同流量對(duì)凝固組織的影響

圖6 為鑄態(tài)低熔點(diǎn)合金B(yǎng)i49In21Pb18Sn12的微觀相組織形貌，其中（a）（b）（c）（d）分別對(duì)應(yīng)總底吹氬流量為q=0、120、200、300 mL/min 時(shí)在×1 000 視場(chǎng)下的掃描電鏡背散射圖像，其中圖中的黑色相為富Sn 相，深灰色區(qū)域?yàn)镮nBi 相，白色區(qū)域?yàn)镻bBi相。從圖6 可以看出，富Sn 相與InBi 相呈不規(guī)則島狀結(jié)構(gòu)，均勻地分布在合金中。與無(wú)底吹氬相比，底吹氬條件下的鑄態(tài)合金相組織更加均勻、細(xì)小。

圖6 不同底吹流量下截面中心處的Bi49 In21Pb18Sn12 低熔點(diǎn)合金的背散射圖像Fig.6 SEM backscattered electron images of Bi49In21Pb18Sn12 low-melting-point alloy at the center of the cross section and bottom gas flow rates

不同底吹流量下富Sn 相粒徑變化最具代表性，可以直觀反映出底吹氬流量對(duì)金屬微觀組織的影響。圖7 為不同底吹流量下富Sn 相的粒徑分布與平均直徑統(tǒng)計(jì)。由圖7 可知，當(dāng)?shù)状禋鍧茶T時(shí)，粒徑大于4 μm 的富Sn 相逐漸減少甚至消失，粒徑小于2 μm 的富Sn 相明顯增多，富Sn 相的粒徑分布主要在1～2 μm。由圖7（d）可知，在無(wú)底吹流量下不同位置試樣富Sn 相的平均直徑在2.58 μm 左右，分布均勻。當(dāng)進(jìn)行底吹氬時(shí)，富Sn 相平均直徑隨底吹流量的增大先降低后增大，但總體來(lái)說(shuō)底吹氬時(shí)得到的富Sn 相的平均直徑比無(wú)底吹氬的小，同時(shí)發(fā)現(xiàn)底吹氬對(duì)降低距檢測(cè)截面中心50.5 mm 位置處富Sn 相平均直徑的效果較差，這是左右壁面存在一定冷卻強(qiáng)度差所致。在所研究的底吹氬流量范圍，水平截面不同位置處試樣富Sn 相平均直徑均小于無(wú)底吹氬的富Sn 相平均直徑，約為1.89～2.20 μm，較無(wú)底吹時(shí)降低了26.7%～14.7%。說(shuō)明在澆鑄過(guò)程中進(jìn)行底吹氬能有效改善凝固相組織粒徑分布，降低富Sn 相直徑，使凝固相組織更加細(xì)小、均勻。

圖7 不同底吹流量下富Sn 相的粒徑分布與平均直徑Fig.7 Particle size distribution and average diameter of Sn-rich phase with different bottom gas flow rates

3 結(jié)論

1）在試驗(yàn)冷卻條件下，無(wú)底吹時(shí)，澆鑄過(guò)程中水平中心測(cè)溫點(diǎn)的溫度下降很緩慢，澆鑄結(jié)束后中心點(diǎn)的溫度驟降到凝固等溫平臺(tái)溫度。當(dāng)澆鑄過(guò)程底吹氬時(shí)，中心處以較快的溫降速率降低到凝固溫度。

2）澆鑄過(guò)程底吹氬時(shí)，高度方向各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度差隨底吹氬流量增加而減小，甚至在合金液凝固前出現(xiàn)明顯的升高現(xiàn)象，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)幾乎同時(shí)凝固。

3）在相同的冷卻條件下，澆鑄過(guò)程底吹氬顯著延遲模型下部的開(kāi)始凝固時(shí)間。

4）底吹氬可顯著降低模型底部澆鑄后期的溫降速率，同時(shí)提高澆鑄過(guò)程中心處的溫降速率，促進(jìn)模型合金液同時(shí)凝固。

5）在本試驗(yàn)條件下，無(wú)底吹氬時(shí)檢測(cè)截面上富Sn 相平均直徑在2.58 μm 左右，當(dāng)進(jìn)行底吹氬時(shí)，可以有效改善凝固相組織粒徑分布，細(xì)化合金鑄態(tài)組織，截面上富Sn 相平均直徑約為1.89～2.20 μm,較無(wú)底吹時(shí)降低了26.7%～14.7%。

致謝

本研究得到了中央高校基本科研業(yè)務(wù)專項(xiàng)資金資助（N2125018）、科技部國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目（2017YFB0304100）和國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51574069）資助，在此表示衷心感謝。