劉政1,,陳志平1,陳濤2

1 江西理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 贛州 341000
2 江西理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 贛州 341000

摘要

關(guān)鍵詞：半固態(tài)鋁合金;坩堝尺寸;電磁頻率;流速;數(shù)值模擬

在半固態(tài)鋁合金的研究中,電磁攪拌技術(shù)受到大量國(guó)內(nèi)外研究人員的關(guān)注,研究可歸納為2個(gè)方面：實(shí)驗(yàn)研究[1,2,3]和數(shù)值模擬[4,5,6,7]。液相金屬流動(dòng)是凝固過(guò)程中常見的一種現(xiàn)象,主要分為：自然對(duì)流、強(qiáng)迫對(duì)流和亞傳輸過(guò)程引起的流動(dòng)[8]。半固態(tài)鋁合金加工中,電磁場(chǎng)的作用是一個(gè)非平衡過(guò)程,因而傳統(tǒng)的金屬凝固理論難以解釋其中的一些現(xiàn)象,比如不規(guī)則性、非線性、混沌性和分形性[9,10,11],還需探索新的手段和完善理論。在金屬凝固過(guò)程中,可通過(guò)施加磁場(chǎng)[12,13],進(jìn)而影響金屬熔體凝固前沿的推進(jìn)、溫度和溶質(zhì)的分布,最終對(duì)材料的宏微觀組織產(chǎn)生影響[14,15,16]。研究人員運(yùn)用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法進(jìn)行了大量的探究,例如Chowdhury等[17]建立了基于連續(xù)整體的數(shù)學(xué)模型,求解了分離守恒方程以確定固相速度,發(fā)現(xiàn)數(shù)學(xué)模擬模型與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果一致,說(shuō)明方程具有真實(shí)可靠性;陳興潤(rùn)等[18]建立了鋁合金半固態(tài)漿料電磁攪拌過(guò)程中宏觀傳輸物理量耦合的數(shù)學(xué)模型,實(shí)現(xiàn)了電磁攪拌條件下電磁場(chǎng)、流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的耦合模擬分析,發(fā)現(xiàn)攪拌頻率對(duì)電磁場(chǎng)、速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布的影響非常明顯;Zhang等[6]用環(huán)縫式電磁攪拌法制備半固態(tài)漿料過(guò)程進(jìn)行電磁場(chǎng)、流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相一致;陶文琉等[19]建立了多場(chǎng)耦合的二維數(shù)值模型,發(fā)現(xiàn)攪拌頻率增加會(huì)使電磁場(chǎng)增大且分布不均勻,從而造成漿料流速迅速增大并且分布不均勻,在合適的電磁攪拌強(qiáng)度下可獲得較好的初生相組織。半固態(tài)合金凝固組織的演變是一個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程,特別是電磁擾動(dòng)引起合金凝固時(shí)溫度場(chǎng)、濃度場(chǎng)和流場(chǎng)的變化將影響到合金熔體中溶質(zhì)擴(kuò)散與分布,繼而影響合金熔體的流動(dòng)。因此,需要考慮合金凝固過(guò)程中熔體流動(dòng)狀態(tài)的變化。本文作者前期工作[20]利用Fluent軟件模擬電磁場(chǎng)作用下鋁熔體中微粒的流動(dòng)軌跡,發(fā)現(xiàn)施加適當(dāng)?shù)碾娏黝l率能在合金熔體中產(chǎn)生混沌運(yùn)動(dòng),在適當(dāng)?shù)念l率下半固態(tài)A356鋁合金的初生相形貌和尺寸演變有利于流變成形。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要利用圓柱型坩堝研究電磁攪拌工藝參數(shù)對(duì)半固態(tài)漿料質(zhì)量和凝固組織的影響。對(duì)于圓柱形坩堝來(lái)說(shuō),電磁場(chǎng)強(qiáng)度和電磁力的分布與坩堝尺寸、電磁頻率有關(guān),可以通過(guò)變頻技術(shù)實(shí)現(xiàn)熔體流動(dòng)的變化并對(duì)其進(jìn)行控制;若采用非圓坩堝,則可以在恒定的電磁頻率作用下,利用坩堝尺寸的變化,實(shí)現(xiàn)熔體流動(dòng)變化,有望對(duì)熔體凝固組織產(chǎn)生影響,而且操作更簡(jiǎn)單、更節(jié)能。在半固態(tài)鋁合金漿料的制備過(guò)程中,考慮非圓坩堝和熔體流速差對(duì)獲得圓整細(xì)小的晶粒具有重要的研究意義。本工作通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法,分析坩堝長(zhǎng)短軸比例R對(duì)制備半固態(tài)A356鋁合金漿料時(shí)的流動(dòng)規(guī)律的影響,并與圓柱型坩堝進(jìn)行對(duì)比。

1 數(shù)值模擬

1.1 相關(guān)模型

利用Ansys15.0軟件對(duì)自制的電磁攪拌器的電磁場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算和仿真,目的是獲得電磁力沿坩堝中心到邊緣上的分布,從而獲取徑向上的最大電磁力。電磁攪拌器內(nèi)部電磁模型分析的基礎(chǔ)為Maxwell方程組,通過(guò)該方程組可對(duì)電磁場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,同時(shí)也為電磁有限元仿真與分析提供了依據(jù)。不同尺寸坩堝內(nèi)的磁場(chǎng)由YZ112M-6型三相異步電動(dòng)機(jī)定子產(chǎn)生。因此,需要建立的有限元模型實(shí)質(zhì)就是該三相異步電動(dòng)機(jī)的定子模型[21]。其中電磁攪拌器參數(shù)為：額定功率1.5 kW,額定電壓380 V,額定頻率50 Hz,極數(shù)6,額定轉(zhuǎn)速920 r/min,定子外徑和內(nèi)徑分別為182和127 mm,線圈繞組外徑160 mm,接線方式Y(jié)形接線,線圈匝數(shù)21。流場(chǎng)分析時(shí),首先在Workbench15.0軟件中選用Mesh網(wǎng)格劃分模塊,將不同R的坩堝進(jìn)行網(wǎng)格劃分后的結(jié)果導(dǎo)入到Fluent流場(chǎng)模塊中,采用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型,流場(chǎng)分析中的材料參數(shù)參考文獻(xiàn)[22],將最大電磁力作為流場(chǎng)分析中動(dòng)量方程的附加源項(xiàng)[23,24],進(jìn)一步求解得到最大流速。

1.2 模擬假設(shè)

由于電磁攪拌作用下坩堝內(nèi)的熔體流動(dòng)較復(fù)雜,模型假設(shè)如下[18,25~27]：(1) 模擬時(shí)假設(shè)各媒介為線性、均勻、各向同性;(2) 假設(shè)沿著坩堝軸向的任一橫截面的電磁場(chǎng)都相同;(3) 鋁合金液為不可壓縮性流體,不銹鋼坩堝厚度忽略不計(jì);(4) 在半固態(tài)鋁合金溫度為590 ℃時(shí),熔體中的固相體積分?jǐn)?shù)為20%,仍作為一種Newton黏性流體來(lái)處理;(5) 模擬過(guò)程中,假定金屬熔體邊界不發(fā)生變化,即邊界位移為0;(6) 假設(shè)電磁攪拌過(guò)程中整個(gè)熔體區(qū)域的溫度為590 ℃,此時(shí)熔體各部分的黏度相同;(7) 采用順序耦合的方法,電磁場(chǎng)影響流場(chǎng),流場(chǎng)不影響電磁場(chǎng)。

1.3 材料電磁參數(shù)的確定

模型材料的物理屬性為[18,25~27]：定子鐵芯的相對(duì)磁導(dǎo)率是3000,通電線圈、空氣氣隙和半固態(tài)鋁合金的相對(duì)磁導(dǎo)率都為1,通電線圈和半固態(tài)鋁合金的電阻率分別為1.7×10-8和2.1×10-7Ωm。

1.4 前處理步驟

(1) 創(chuàng)建物理環(huán)境：過(guò)濾圖形界面為“Magnetic-Nodal”,定義2個(gè)單元類型為“Plane53”,修改第一個(gè)單元的自由度為“AZ CURR”,設(shè)置材料屬性的電磁單位為“MKS system”,并對(duì)不同模型材料的電磁參數(shù)進(jìn)行定義說(shuō)明。

(2) 建立模型、賦予特性、劃分網(wǎng)格：打開面積區(qū)域編號(hào)顯示,創(chuàng)建平面幾何模型,模型材料由外到內(nèi)包括定子鐵芯、通電線圈、空氣氣隙和半固態(tài)鋁合金;并賦予模型區(qū)域磁導(dǎo)率和電導(dǎo)率屬性,重疊實(shí)體面,設(shè)置網(wǎng)格密度并劃分網(wǎng)格,定義通電線圈實(shí)常數(shù)和耦合線圈的電流自由度。

(3) 施加邊界條件和載荷：施加磁力線平行邊界條件,選擇諧波分析類型,給線圈施加電壓載荷380 V。

1.5 模型及網(wǎng)格劃分

不同R下的模型和網(wǎng)格劃分如圖1所示,短軸即X坐標(biāo)軸,長(zhǎng)軸即Y坐標(biāo)軸。

圖1不同坩堝長(zhǎng)短軸比例R下的模型和網(wǎng)格劃分

Fig.1Models (a~d) and mesh partitions (e~h) with major and minor axial ratio of crucibleR=1.0 (a, e),R=1.1 (b, f),R=1.2 (c, g) andR=1.3 (d, h)

1.6 計(jì)算過(guò)程

數(shù)值模擬計(jì)算流程圖如圖2所示,先建立相關(guān)模型,然后賦予模型主要物理參數(shù),接著進(jìn)行網(wǎng)格劃分和確定邊界條件,并進(jìn)行加載和求解,對(duì)比后進(jìn)一步修正計(jì)算結(jié)果,最后收集相關(guān)數(shù)據(jù)。

圖2計(jì)算流程示意圖

Fig.2Calculation flow diagram

2 模擬結(jié)果

2.1 坩堝尺寸和電磁頻率對(duì)最大電磁力的影響

圖3為不同R和電磁攪拌頻率條件下最大電磁力的變化。可以看出,R和電磁頻率共同影響著半固態(tài)A356鋁合金所受的最大電磁力。如圖3a所示,在電磁頻率一定時(shí),隨著R的增大,半固態(tài)A356鋁合金在X坐標(biāo)軸(即短軸)上所受的最大電磁力呈先增大后減小的趨勢(shì),在R為1.1時(shí),半固態(tài)A356鋁合金所受的最大電磁力最大;半固態(tài)A356鋁合金在Y坐標(biāo)軸(即長(zhǎng)軸)上所受的最大電磁力呈先增大后減小再增大的現(xiàn)象,在R為1.1之后的最大電磁力變化不明顯,可認(rèn)為此R下在Y坐標(biāo)軸上的最大電磁力也達(dá)到最大。頻率越高,半固態(tài)A356鋁合金在X坐標(biāo)軸和Y坐標(biāo)軸上的所受的電磁力差越顯著。如圖3b所示,在R一定時(shí),隨著電磁頻率的增大,半固態(tài)A356鋁合金在X坐標(biāo)軸上的所受的最大電磁力呈增大的趨勢(shì),Y坐標(biāo)軸上的最大電磁力曲線的變化趨勢(shì)也相同;在R為1.1時(shí),在Y坐標(biāo)軸上的最大電磁力曲線的變化趨勢(shì)與R為1.3時(shí)的變化趨勢(shì)基本重合,且在不同的頻率下達(dá)到最大的電磁力。表1為不同R和電磁攪拌頻率條件下長(zhǎng)短軸上的電磁力差的變化?？梢钥闯?R為1.3時(shí)的長(zhǎng)短軸上的電磁力差幾乎是R為1.0到1.2時(shí)電磁力差的總和。

圖3不同R和電磁頻率下的最大電磁力

Fig.3Maximum electromagnetic force under differentR(a) and electromagnetic frequencies (b) (XandYrepresent minor and major axes, respectively)

3 實(shí)驗(yàn)方法和結(jié)果

本實(shí)驗(yàn)所用A356鋁合金經(jīng)Magix(PW2424)X熒光光譜儀分析,得出該合金主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)為：Si 7.14,Mg 0.33,Fe 0.135,S 0.011,Cu 0.002,Mn 0.012,Zn 0.021,Ti 0.021,Zr 0.004,Al余量。利用差熱分析法(DTA)確定A356鋁合金固液兩相區(qū)的溫度為576.1~ 615.6 ℃。

運(yùn)用低過(guò)熱度澆注和變頻控制電磁攪拌工藝制備半固態(tài)A356鋁合金漿料。將預(yù)先配置好的鋁合金爐料放入預(yù)熱到300 ℃的石墨坩堝中,在SG 2-6-10型電阻爐中升溫至720 ℃使其熔化;合金完全熔化后加入20 g覆蓋劑(99.5%NaCl+99.5%KCl,質(zhì)量分?jǐn)?shù),下同)以減少合金吸氣,10 min后進(jìn)行第一次扒渣;將爐體溫度升至750 ℃,且靜置10 min后加入精煉劑(99.5%CCl3CCl3),加入量為爐料總質(zhì)量的0.2%~0.7%,分2~3次壓入熔池一定深度處,每次精煉時(shí)間為3~5 min,總的精煉時(shí)間控制在8~15 min。當(dāng)精煉完成10 min后進(jìn)行第二次扒渣,然后將爐體溫度降至630 ℃后進(jìn)行澆注;澆注到預(yù)熱360 ℃的不銹鋼坩堝中(坩堝高度為100 mm,厚度為4 mm),立即啟動(dòng)自制的電磁攪拌裝置,在合金熔體凝固過(guò)程中對(duì)不同長(zhǎng)短軸比例坩堝中的半固態(tài)鋁合金漿料以30 Hz電磁頻率攪拌12 s,使得半固態(tài)漿料中的初生相在電磁擾動(dòng)下形核、生長(zhǎng)、破碎、分離等,為后續(xù)的形貌演變、晶粒細(xì)化提供條件。攪拌結(jié)束后將坩堝放入預(yù)先設(shè)定好的590 ℃保溫爐中保溫10 min;保溫結(jié)束后進(jìn)行水淬,獲得半固態(tài)鋁合金鑄錠。

從制備的鑄錠中部處截取一個(gè)圓片或橢圓片,并切取中心處的10 mm×10 mm×12 mm長(zhǎng)方體作為金相試樣。各金相試樣經(jīng)預(yù)磨和拋光后,用0.5%HF (體積分?jǐn)?shù))水溶液進(jìn)行腐蝕,之后利用 Axioskop 2型光學(xué)顯微鏡(OM)進(jìn)行金相組織的觀察和分析。

使用Image-Pro-Plus軟件對(duì)凝固組織中初生相的平均等積圓直徑D和平均形狀因子F進(jìn)行測(cè)量：

$\begin{array}{c}?=2{(?/\left.?\right)}^{\raisebox{1ex}{$1$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$2$}\right.}\end{array}$(1)

$\begin{array}{c}?=4\mathit{\pi A}/{?}^2\end{array}$(2)

式中,A為初生相的平均面積,P為凝固組織中初生相的平均周長(zhǎng)。

不同R下半固態(tài)A356合金初生相形貌的OM像如圖5所示,圖6為對(duì)應(yīng)的半固態(tài)A356合金初生相的平均等積圓直徑和平均形狀因子。由圖5a可知,R為1.0時(shí)的A356鋁合金初生相較粗大,幾乎無(wú)圓整細(xì)小的初生相組織,經(jīng)測(cè)量可得,A356合金初生相的平均等積圓直徑為162.8 μm,平均形狀因子僅為0.53。如圖5b所示,當(dāng)R為1.1時(shí),凝固組織的初生相發(fā)生了明顯的轉(zhuǎn)變,主要為橢球狀和近球狀的晶粒,晶粒整體上較細(xì)小均勻,此時(shí)的初生相的平均等積圓直徑為112.4 μm,平均形狀因子為0.69。從圖5c可得,R為1.2時(shí),合金中初生相的形貌主要表現(xiàn)為枝晶特征,主要為長(zhǎng)條晶和粗大的晶粒,此時(shí)的平均等積圓直徑上升至154.7 μm,平均形狀因子降至0.43。如圖5d所示,當(dāng)繼續(xù)增大R至1.3時(shí),A356合金的初生相的尺寸比圖5c有所減小,晶粒相對(duì)更圓整,此時(shí)的平均等積圓直徑為135.2 μm,平均形狀因子為0.63。

圖5不同R下半固態(tài)A356合金初生相形貌的OM像

Fig.5OM images show the primary phase morphologies of semisolid A356 alloy withR=1.0 (a),R=1.1 (b),R=1.2 (c) andR=1.3 (d)

4 分析討論

若要獲得最大電磁力和最大切向速率,存在最佳的電磁頻率[26]。電磁場(chǎng)頻率越大可激發(fā)產(chǎn)生的電磁力越大,因而可獲得更大的流動(dòng)速率。但是,并不是最大電磁力和最大流速越大越好。電磁攪拌頻率在電磁攪拌過(guò)程中是一個(gè)非常關(guān)鍵的工藝參數(shù),攪拌頻率增大時(shí),電磁場(chǎng)增大但趨膚效應(yīng)更加明顯,其分布更不均勻;電磁頻率很大時(shí)漿料的流動(dòng)速率很大,但攪拌效果不一定好[19]。隨著頻率的增加電磁力也增大,且存在一個(gè)較合適的電磁頻率[28]。適當(dāng)?shù)拇艌?chǎng)頻率能夠獲得理想的磁場(chǎng)、流場(chǎng)和溫度場(chǎng)[27]。本模型模擬計(jì)算結(jié)果也有上述類似情況,因此模型是可行的。然而本工作發(fā)現(xiàn),長(zhǎng)軸和短軸上的最大電磁力之間存在一定的差值,即電磁力差。電磁力差并不是一成不變的,會(huì)隨著電磁頻率和R的變化而變化。電磁力差隨R的增大而增大,這是由于R越大,長(zhǎng)軸越靠近電磁感應(yīng)線圈,短軸則越遠(yuǎn)離電磁感應(yīng)線圈,因而長(zhǎng)軸上就可獲得更大的電磁力,短軸上的電磁力就更小。在電磁力達(dá)到一定值時(shí),才有可能促使熔體產(chǎn)生流動(dòng)并強(qiáng)化初生固相間或其與液相間的摩擦、撞擊和剪切以獲得相對(duì)優(yōu)質(zhì)的半固態(tài)組織。適當(dāng)?shù)碾姶帕纱偈拱牍虘B(tài)鋁合金熔體受到的攪拌更加充分,并加快半固態(tài)鋁合金熔體的傳質(zhì)傳熱,從而細(xì)化晶粒,使?jié){料性能變得更好。

圖6不同R下半固態(tài)A356合金的初生相的平均等積圓直徑D和平均形狀因子F

Fig.6Average equal-area circle diameterDand average shape factorFof the primary phase of the semisolid A356 alloy under differentR

電磁頻率較小時(shí),產(chǎn)生的電磁力較小,因而流動(dòng)速率較小,使得熔體攪拌得不夠充分,初生相組織分散不夠,因而所得的初生相組織較差;電磁頻率較大時(shí),產(chǎn)生的電磁力較大,因而流動(dòng)速率較大,使得熔體攪拌得較充分,初生相組織分散較細(xì)小均勻。然而電磁頻率過(guò)大時(shí),流速很大會(huì)造成湍流現(xiàn)象,易發(fā)生卷氣、卷雜物等,從而會(huì)降低攪拌效果[19]。A356合金熔體從坩堝短軸邊緣流動(dòng)到坩堝長(zhǎng)軸邊緣時(shí)的最大流速呈增大的趨勢(shì),而由坩堝長(zhǎng)軸邊緣流動(dòng)到坩堝短軸邊緣時(shí)最大流速呈減小的趨勢(shì),因而可使得熔體流動(dòng)時(shí)出現(xiàn)“加速-減速-加速”的循環(huán)運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象,從而改變合金的形核動(dòng)力學(xué)。合金形核動(dòng)力學(xué)改變導(dǎo)致形核率增加是晶粒細(xì)化的主要原因[29]。在“加速-減速-加速”這樣的流動(dòng)規(guī)律下,只有在合適的電磁頻率和R下才可獲得較好的半固態(tài)漿料組織。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看,當(dāng)電磁攪拌頻率為30 Hz,R為1.1時(shí),半固態(tài)A356鋁合金漿料初生相組織的平均等積圓直徑最小,平均形狀因子最大,說(shuō)明此時(shí)的微觀組織達(dá)到最佳狀態(tài)。當(dāng)電磁攪拌頻率和R分別為30 Hz和1.1時(shí),坩堝長(zhǎng)軸和短軸上的A356鋁合金熔體的流速分別為153.6和143.2 mm/s,此時(shí)流速差最小。

5 結(jié)論

(1) 在電磁攪拌作用下,不同坩堝尺寸中的半固態(tài)A356鋁合金漿料熔體流動(dòng)時(shí)出現(xiàn)“加速-減速-加速”的循環(huán)運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象。

(2) 當(dāng)電磁攪拌頻率為30 Hz,坩堝長(zhǎng)短軸比例為1.1時(shí),可制備出相對(duì)圓整細(xì)小的半固態(tài)A356鋁合金漿料,此時(shí)長(zhǎng)軸和短軸上的最大流速分別為153.6 和143.2 mm/s,流速差最小。

(3) 通過(guò)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合,可知在電磁攪拌對(duì)熔體的作用下,并非是流動(dòng)速率越快時(shí)熔體凝固后的組織形貌越好,需要合適的最大流速及流速差。

(4) 流速的變化對(duì)制備半固態(tài)鋁合金漿料影響較大,在半固態(tài)鋁合金漿料的制備過(guò)程中考慮熔體流速差對(duì)獲得圓整細(xì)小的晶粒具有重要的意義。

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