L、r、c法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬成型鑄件的制作方法

專利名稱：L、r、c法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬成型鑄件的制作方法
技術領域：
本發明專利的技術領域主要是黑色、有色金屬快速凝固獲得非晶、微晶、細晶金屬組織的技術，低溫工作室技術和低溫液氮高噴射速度、極薄液膜噴射技術，連續鑄造技術。

背景技術：
本發明專利的背景技術除了與已申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶等金屬型材”(專利申請號200410002605.0)相同部分以外，還有如下部分。
綜觀世界古今中外，鑄造成型鑄件的方法和過程都是 1.根據要求生產鑄件的形狀、尺寸大小，制造出帶砂芯的砂鑄型或金屬鑄型。2.澆注黑色或有色液態金屬進入砂鑄型或金屬鑄型中，液態金屬完全充滿鑄型以后，鑄型中全部液態金屬包含的熱量，通過鑄型傳導到外部空間大氣之中，型腔中液態金屬逐漸冷卻、凝固成要求的鑄件。3.從鑄型中取出鑄件并清理鑄件內、外表面。
從上述的鑄造過程可以看出液態金屬是在完全充滿鑄型型腔以后才開始冷卻、凝固過程，即液態金屬充填鑄型型腔的過程與液態金屬冷卻、凝固過程是截然分開的。在這種技術方法主導之下，為了承受澆注過程和冷卻、凝固過程之中全部液態金屬的壓力作用和全部液態金屬的熱量作用，人們只好采用耐高溫的石英砂、粘土，水制造出有足夠抗壓強度的砂鑄型或有足夠厚度的、內壁表面刷上涂料的水冷金屬鑄型來鑄造成型鑄件。為了鑄造大、重型鑄件，人們甚至采用地坑造型的方法制造出適用的砂鑄型，然后用來鑄造大、重型鑄件。
砂型鑄造的使用固然在相當程度上滿足了鑄造成型鑄件的要求，但同時砂型鑄造本身具有極其嚴重的問題。首先砂型、芯砂、涂料的制備、造型、制芯、合箱澆注、鑄件清砂等工序都產生大量粉塵、污水、刺耳的噪音、有害氣體，使鑄造廠成為城市的大氣環境和城市用水的污染源，破壞生態環境，損壞人民身體健康。
因為石英砂的導熱系數λ很小，液態金屬的熱量通過砂型傳到大氣環境的傳熱過程進行緩慢，液態金屬的凝固、冷卻過程緩慢，使鑄件晶粒粗大并出現縮孔、縮松等鑄造缺陷，鑄件機械性能大大下降，對于大、重型鑄件機械性能下降尤為明顯。


發明內容
自人類開始鑄造成型鑄件以來，鑄造的傳統工藝方法都是先往砂型中澆注液態金屬，待砂型型腔充滿了大量的高溫液態金屬以后，再開始液態金屬的凝固、冷卻。即液態金屬的澆注過程與凝固、冷卻過程是截然分開的。液態金屬填充砂型以后，型腔中存有大量的高溫液態金屬，這些液態金屬含有大量的內熱能。而這些內熱能卻要通過導熱系數λ極低而型壁又相當厚實的砂型傳到大氣之中，液態金屬的冷卻速率必然很低，通常冷卻速率只有102℃/S，所得到的金屬組織是粗樹枝晶、共晶和其他結構[1]，鑄件機械性能不高。要獲得非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的鑄件是不可能的。
千百年來，眾多的研究者都力圖通過提高液態金屬的冷卻速率來獲得優質的鑄件。但是，只要繼續遵循上述的傳統工藝方法，要提高冷卻速率獲得非晶、超微晶、微晶金屬鑄件是不可能的。
必須拋棄這一傳統的鑄造工藝方法，另辟新的途徑！ L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等黑色及有色金屬成型鑄件的重要技術措施就是將黑色或有色金屬的液態金屬進入鑄型的澆注過程與該液態金屬在鑄型內凝固、冷卻過程結合起來，實現澆注過程與凝固過程同時進行。澆注進入鑄型多少數量的液態金屬，鑄型中同時就有多少數量的液態金屬以獲得非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織相應的快速凝固、冷卻速率進行快速凝固、冷卻，液態金屬澆注過程完成時，快速凝固、冷卻過程也基本上完成。按照獲得非晶、超微晶、微晶、細晶黑色及有色金屬鑄件的要求確定出液態金屬進入鑄型的澆注速度，鑄型中液態金屬快速凝固、冷卻的速率，相應的液氮噴射生產參數，最終鑄造出要求生產的各種金屬、各種形狀、尺寸大小的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的成型鑄件。
L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等黑色及有色金屬成型鑄件原理如下 為闡述方便，以鑄造平均直徑D＝800mm、長度為3000mm的0.23C鋼管鑄件為實例說明其工作原理 L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等黑色及有色金屬成型鑄件的工作原理表示于圖1A、圖1B、圖1C中。
圖1A為L、R、C法澆注鑄件前的狀態圖。低溫、低壓工作室7的體積大小，根據生產的金屬鑄件形狀、大小及室內設備、裝置而定，工作室內溫度和壓力是恒定的，工作溫度tb＝-190℃、工作壓力pb略大于1bar。形成鑄件的鑄型6是由厚度為δ的0.23C薄鋼板所制成并表示于D局部放大圖和G局部放大圖。δ數值的決定下面有具體的論述，現定為δ＝0.5mm。差壓式壓室3通過右邊的液態金屬入口2接受來自澆包1的液態金屬，當差壓式壓室3中的液態金屬4的液面上升到鑄型6的底部、即圖1A所示差壓式壓室3中的液面時，澆包1停止向差壓式壓室3澆入液態金屬。澆入差壓式壓室3中的液態金屬重量應略大于鑄型6中的鑄件重量。快速壓頭5位于差壓式壓室3正上方，其作用是推壓差壓式壓室3中的液態金屬，使液態金屬經過差壓式壓室3的左方出口自下而上地、平穩地通過直澆口11、內澆口10進入鑄型6。內澆口10是在鑄型6整個高度上開出一個液態金屬進入鑄型6的通道，通道的寬度表示在HI剖視圖上。內澆口10是由鑄型6外殼體的厚度為δ的薄鋼板延伸出來并與鑄型6制成一個整體。直澆口11是一個垂直的管形通道，其高度與內澆口10的高度一致，直澆口與內澆口裝配、固定在一起。直澆口是用絕熱材料造成的，目的是保證鑄型從底部開始澆注、填充到鑄型頂部澆注、填充完畢的整個過程中，直澆口11內的液態金屬始終不會因為鑄型6內液態金屬快速凝固、冷卻而導致凝固、堵塞，始終保持直澆口內液態金屬流動是通暢的，這樣就可以保證整個鑄型的澆注、填充過程順利進行。為此，直澆口11在必要時可以裝上電熱元件以確保直澆口液態金屬始終通暢地流動。液氮噴射機構8的初始位置位于鑄型6的底部，其結構與已申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬管材”(專利申請號200510096844.1)是相同的，可參閱發明專利200510096844.1圖2中5a、5b液氮噴射機構的結構。但是本專利中的液氮噴射機構8與發明專利200510096844.1圖2中的5a、5b又是有不同的，能夠以u的速度平穩向上移動的，其向上移動的機構在圖中沒有表示。
圖1B為鑄件底部澆注及快速凝固、冷卻初始過程原理圖。在開始澆注及快速凝固、冷卻過程之前，封閉壓頭9將差壓式壓室3右側的液態金屬入口2封閉。當快速壓頭5以n的下壓速度向下運動，壓頭5的下表面與差壓式壓室3中的液態金屬相接觸并繼續向下推壓時，差壓式壓室3中的液態金屬不會從差壓式壓室3右側的液態金屬入口2處溢出。差壓式壓室3中的液態金屬在快速壓頭5的推壓作用下，克服液態金屬流經差壓式壓室3左側的出口、直澆口11、內澆口10進入鑄型6所有路程的全部沿程阻力，自下而上地進入并填充鑄型6的型腔。當液態金屬在鑄型6型腔底部以上升速度u平穩地上升ΔL距離時，液氮噴射機構8開始向δ＝0.5mm的鑄型殼體的外、內表面的鋼板噴射液氮。噴射液氮和ΔL工作參數值是液氮工作溫度t＝-190℃、液氮工作壓力p＝1.877bar、液氮噴射速度K＝30m/s、液氮噴射層厚度h≤2mm、ΔL＝5～20mm。ΔL數值的決定下面有具體的論述。在液氮噴射機構8開始噴射液氮的同時，液氮噴射機構8本身也以和鑄型6中的液態金屬液面上升速度相同的u值沿著鑄型6內、外殼體同步上升。即液氮噴射機構8噴出的液氮將和鑄型6中的液態金屬液面同步上升。而在隨后澆注過程中液氮噴射機構8與鑄型6中液態金屬液面距離始終恒定地保持ΔL數值。在ΔL值的區間內鑄型6中ΔL的液態金屬將與厚度為δ的內、外殼體的薄鋼板進行熱交換，在δ值及ΔL值選擇合適時，鑄型6內、外殼體中的δ厚度薄鋼板的溫度控制在該金屬固相線溫度以下和500℃以上的溫度區間之內，δ薄板不會熔化，而且還能夠承受ΔL高度的液態金屬的壓力。即在ΔL區間段內液態金屬仍容納于厚度為δ的薄鋼板鑄型的內、外殼體之中不會熔漏出殼體之外。但是在ΔL段的殼體鋼板卻是處于高溫狀態之中，鋼板高溫強度較低，ΔL區間的殼體鋼板不能承受位于該ΔL區間上方殼體的自重而在ΔL段彎折。為此鑄型6的殼體必須在頂部或其他地方設置支撐，以承受鑄型殼體的自重。鑄型6的支撐在圖中沒有表示。
因為δ很小，只有0.5mm，鑄型6的殼體內液態金屬的熱量可以迅速地傳導到鋼板與噴射液氮的接觸面上。同樣地，因為δ鋼板溫度可達500℃以上，噴射液氮與鋼板溫差很大，噴射液氮吸熱氣化可以瞬間完成。因此，當噴射液氮機構8向鑄型6殼體噴射厚度只有2mm以下的液氮層時，位于與噴射液氮相接觸的鑄型殼體內部的液態金屬所包含的從液相線溫度到工作室工作溫度-190℃的全部熱量將迅速通過厚度為0.5mm的鋼板傳導到噴射液氮與鋼板的接觸面上，被噴射液氮在瞬間通過氣化吸熱方式而全部取走，這部分液態金屬將實現快速凝固、冷卻到工作室工作溫度-190℃。因為噴射液氮層厚度只有2mm以及強力抽氣系統的抽氣作用，噴射液氮通過吸熱氣化產生的氮氣也全部、迅速地排出工作室外，氮氣不會依附于鑄型6內、外殼體上，不會影響噴射液氮吸熱氣化傳熱過程的進行。設定在與非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織相對應的快速冷卻速率Vk作用下，在與不同的快速冷卻速率Vk相對應的不同的Δτ時間間隔內，液氮噴射機構8噴射與不同的快速冷卻速率Vk相對應的不同的液氮量ΔV。ΔV通過氣化吸熱的作用將鑄型6底部與Vk相應的不同厚度的Δm長度段的液態金屬由液相線溫度到工作室7的工作溫度所包含的熱量全部取走，則鑄型底部將有不同厚度的Δm長度段的液態金屬以不同的快速凝固、冷卻速率Vk實現快速凝固、冷卻到-190℃。在鑄型底部將出現與金屬組織為非晶、超微晶、微晶、細晶而溫度為-190℃的相應的、不同厚度的Δm長度段的固態金屬層。圖1B中D局部放大圖中高度為Δm的e就是管狀鑄件中已凝固的并冷卻到-190℃的固態金屬部分，f則是已凝固的內澆口部分，但是直澆口部分則仍是液態金屬。Δm長度段的厚度值則隨著非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的不同而不同。D局部放大圖左側中，a面為液態金屬面，a面溫度為液相線溫度。b面溫度為固相線溫度，a-b為固-液共存區，b面就是固-液態金屬界面。b-c段是已快速凝固并冷卻到-190℃的固態金屬區。a-c段則是Δm已凝固的金屬長度段。在這同一個Δτ時間間隔內，差壓式壓室3中的液態金屬在快速壓頭5的推壓作用下，沿著直澆口11上升到ΔL段上的k面處向鑄型6澆注、補充入與Δm長度段相適應的液態金屬量。而在這同一Δτ時間間隔內，液氮噴射機構8以u的速度也同步上升Δm長度段距離。這就導致經過Δτ時間間隔后，液氮噴射機構8與鑄型6內的液態金屬液面的距離始終保持ΔL數值。這就實現了在向鑄型澆注液態金屬過程的同時鑄型中的液態金屬也進行快速凝固、冷卻的過程。
圖1C為鑄件中部澆注及快速凝固、冷卻過程原理圖。隨著鑄型6澆注液態金屬以及液態金屬在鑄型6中快速凝固、冷卻的整個過程進行一段時間以后。如圖1C所示，已凝固、冷卻到-190℃的鑄件高度為L，液氮噴射機構8也上升到L的高度上。鑄型6中液態金屬液面與已凝固、冷卻鑄件上表面的間距保持ΔL。在上述澆注及快速凝固、冷卻過程再經過Δτ時間間隔，ΔL段中的液態金屬，在液氮噴射機構8上升運動同時向鑄型6殼體噴射液氮層的吸熱氣化作用下，液態金屬快速凝固、冷卻而形成溫度為-190℃的Δm長度段固態金屬層。在同一Δτ時間間隔內，差壓式壓室3中的液態金屬在快速壓頭5推壓下，往鑄型6補充Δm長度段的液態金屬。ΔL液態金屬高度始終不變。而液氮噴射機構8在Δτ時間間隔內也上升Δm長度段距離。重復上述過程，最后往鑄型6中澆注液態金屬以及液態金屬在鑄型6中快速凝固、冷卻的整個過程完成時，就可以獲得非晶、超微晶、微晶、細晶圓管鑄件。
在L、R、C法及設備鑄造出的非晶、超微晶、微晶、細晶鑄件中，原來構成鑄型6的厚度為δ的內、外殼體0.23C鋼板已經和鑄件完全熔鑄在一體。δ厚度的鋼板直接構成了鑄件的一部分。因此，鑄件的尺寸精確度、表面光潔度、表面質量以及鑄件的內在質量均大大提高，機械加工量大大減少，經濟效益顯著。更為重要的是，鑄件表面清理、制砂型砂芯、砂處理等工序可以完全取消，鑄造工廠中產生大量污水、粉塵、有害氣體、噪音的清理、砂處理、制砂型砂芯等車間不復存在。徹底解決了鑄造廠成為環境污染源的問題，大大改善了生態環境。鑄造從此不再污染環境，其意義是極其重大的。



圖1為L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬成型鑄件原理圖 圖2為L、R、C法及設備鑄造微晶金屬成型鑄件原理圖 圖3為傾斜60°平壁面內、外表面液氮噴射機構8工作過程圖 圖4為三角形垂直平壁面c的外表面液氮噴射機構8工作過程圖 圖5為三角形垂直平壁面c的內表面液氮噴射機構8工作過程圖
具體實施例方式 L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶金屬成型鑄件的原理已闡述如上。圖1A、圖1B、圖1C所示的L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等黑色及有色金屬成型鑄件的原理圖可以表述為如下的A過程在鑄造成型鑄件時，鑄型6是不動的，而鑄型6中已凝固及冷卻到-190℃的鑄件高度是由0開始以u的速度向上增大的，在圖1C中已增大到L。鑄型6中液態金屬間距ΔL也由圖1B中的位置以同樣速度u上升到圖1C中的位置。當液態金屬由鑄型6底部上升ΔL間距時，液氮噴射機構8也開始以u的速度沿鑄型6的內、外壁向上移動，同時液氮噴射機構8也開始向鑄型6噴射液氮，在噴射液氮氣化吸熱作用下，鑄型6中的液態金屬快速凝固、冷卻。不斷重復上述過程，最后鑄造出非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的圓管鑄件。
上述的A鑄造過程也可以處理成下述的B鑄造過程在鑄造成型鑄件時，鑄型6中液態金屬ΔL數值不變，而且ΔL的位置始終在圖1B所示的差壓式壓室3左側液態金屬出口上方固定不動。在鑄型6下方的，如圖1B所示，液氮噴射機構8的位置也是固定不動的。當鑄型6中形成液態金屬ΔL間距時，鑄型6和差壓式壓室3、快速壓頭5等設置一起以u的速度相對于液氮噴射機構8和ΔL液態金屬間距勻速向下移動，與此同時液氮噴射機構8也開始向鑄型6內、外殼體噴射液氮。根據要求生產的黑色及有色金屬的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的不同，在相應的、不同的Δτ時間間隔內噴射相應的、不同的ΔV液氮噴射量，在ΔV液氮噴射量吸熱氣化作用下鑄型6中液態金屬快速凝固及冷卻而形成-190℃的Δm長度段固態金屬層。而在這同一Δτ時間間隔內鑄型6以u的速度向下移動Δm長度段的距離。在鑄型6向下移動、液氮噴射機構8噴射液氮的同一個Δτ時間間隔內，快速壓頭5以n的速度繼續推壓差壓式壓室3中的液態金屬4從而將相當于Δm長度段的液態金屬壓入鑄型6中，使鑄型6中的液態金屬始終保持ΔL值。重復上述過程就可以鑄出黑色及有色金屬的非晶、超微晶、微晶、細晶圓管鑄件。
從上述分析可見，在A、B兩個鑄造過程中，快速凝固及冷卻形成鑄件的本質是相同的。而B過程就是已申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬管材”(專利申請號200510096844.1)第一部分所闡述的“L、R、C法及其連鑄機系統鑄造黑色及有色金屬和各種規格的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬管材”的鑄造過程。這樣，“L、R、C法及其連鑄機系統鑄造黑色及有色金屬和各種規格的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬管材”的生產參數計算公式，最大壁厚Emax和壁厚E的計算程式對于“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等黑色及有色金屬成型鑄件”是完全適用的。相關的生產參數計算公式如下 快速凝固、冷卻時間間隔Δτ＝Δt/VkS Δτ時間間隔內凝固、冷卻成-190℃固態金屬的長度段Δm 對于非晶金屬 對于超微晶、微晶、細晶金屬 鑄型中液態金屬液面上升速度u＝Δm/Δτ Δm金屬長度包含的液態金屬內熱能ΔQ2 對于非晶金屬ΔQ2＝πΔmρcpCcpΔt(r22-r12) KJ 對于超微晶、微晶、細晶金屬ΔQ2＝πΔmρcp(CcpΔt+L)(r22-r12) KJ Δτ時間間隔內將Δm長度段液態金屬內熱能全部取走的液氮噴射量ΔV ΔV＝ΔQ2V′/r dm3 液氮噴射量V及其氣化為氮氣后所占的體積Vg V＝60·ΔV/Δτ＝60·ΔQ2V′/rΔτ dm3/min Vg＝V·V″/V′＝60·ΔQ2V″/rΔτ dm3/min 液氮噴射層厚度h h＝ΔV/2π(r1+r2)KΔτ mm 確定各種成分黑色及有色金屬及其各種規格的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬管材的最大壁厚Emax和相關的生產參數Δτ、Δm、u、ΔQ2max、ΔVmax、Vmax、Vgmax。
ΔVmax及ΔQ2max ΔVmax＝4πKmaxΔτhr，r＝(r2+r1)/2dm3 ΔQ2max＝ΔVmaxr/V′ KJ 最大壁厚Emax 對于非晶金屬 Emax＝ΔQ2max/2πrΔmρcpCcpΔtmm 對于超微晶、微晶、細晶金屬 Emax＝ΔQ2max/2πrΔmρcp(CcpΔt+L)mm Vmax及Vgmax Vmax＝240πrKmaxh dm3/min Vgmax＝240πrKmaxhV″/V′ dm3/min 確定鑄造壁厚為E的相關生產參數 比例系數x x＝Emax/E 計算ΔQ2、ΔV、V、Vg、K x＝ΔQ2max/ΔQ2＝ΔVmax/ΔV＝Vmax/V＝Vgmax/Vg＝Kmax/K 計算K是在h＝2mm不變條件下，Kmax與K符合上式。
發明專利200510096844.1中表3～表8所列的數據也同樣可以采用。但發明專利200510096844.1中表3～表8的數據是對于平板寬度B＝1000mm、鋼圓管平均半徑r＝159.2mm的生產參數的數值。現在生產的圓鋼管平均半徑是r＝400mm，平均半徑增大了2.51倍。發明專利200510096844.1中表3～表8中有關的噴射液氮數據也應增加2.51倍。修改后的數據列于表1～表6。
表10.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件最大壁厚Emax和生產參數(L＝3m、r＝0.4m、K＝30m/s、h＝2mm)
表2r2＝410mm、r1＝390mm、0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的生產參數(L＝3m、r＝0.4m、E＝20mm、h＝2mm)
表3r2＝407.5mm、r1＝392.5mm、0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的生產參數(L＝3m、r＝0.4m、E＝15mm、h＝2mm)
表4r2＝405mm、r1＝395mm、0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的生產參數(L＝3m、r＝0.4m、E＝10mm、h＝2mm)
表5r2＝402.5mm、r1＝397.5mm、0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的生產參數(L＝3m、r＝0.4m、E＝5mm、h＝2mm)
表6r2＝400.5mm、r1＝399.5mm、0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的生產參數(L＝3m、r＝0.4m、E＝1mm、h＝2mm)
表1～表6列出了平均內徑D＝800mm，長度L＝3000mm的0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的最大壁厚Emax和不同壁厚E的生產參數值。根據生產鑄件的要求，從上述表格可以確定相關的生產參數。此外，還需要對另一個技術關鍵進行分析研究。鑄型6中厚度為δ的薄鋼板是否會在ΔL間距的液態金屬壓力和熱作用下裂開或熔開？如果出現這一現象，從差壓式壓室3流入鑄型的液態金屬將從開裂處流出，鑄造過程無法繼續進行。
對已申請的發明專利200510096844.1圖1所示的L、R、C法及設備連鑄0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶圓鋼管件的生產過程，u是熱鑄型4出口處的液態金屬在噴射液氮氣化吸熱作用下快速凝固、冷卻成為-190℃的固態金屬并被牽引機構6牽引出熱鑄型4的速度。對于本發明專利的圖1所示的L、R、C法及設備鑄造0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶圓鋼管鑄件的生產過程，u既是液氮噴射機構8一方面向鑄型6噴射液氮一方面自身向上移動的速度；u也是鑄型6中液態金屬不斷向上快速凝固并冷卻成-190℃的固態金屬的凝固速度也就是圖1中a截面向上移動的上升速度；同樣，u也是鑄型6中液態金屬間距ΔL向上移動的上升速度。當鑄型6中液態金屬間距ΔL設定以后，在圖1所示的液氮噴射機構8噴射的液氮氣化吸熱作用下，ΔL底部的液態金屬開始向上凝固，因為液氮噴射機構8在噴射液氮同時又以u的速度上升，從ΔL底部的液態金屬凝固出來的固態金屬也同樣以u的速度同步向上增高，經過Δτ′時間間隔以后，已凝固的固態金屬向上增高的高度值為ΔL，則Δτ′＝ΔL/u。從式中可以看出，Δτ′就是在鑄型中快速凝固出ΔL間距的固態金屬所需的時間間隔；也是在噴射液氮氣化吸熱作用下，ΔL間距的液態金屬能夠保持液態的最長時間，在Δτ′時間間隔以后，ΔL中液態金屬的最后部分也凝固成固態金屬。從式中還可以看出，Δτ′只決定于ΔL及u，u的數值已列于表1～表6，ΔL確定后，Δτ′也確定了。對于平均內徑D＝800mm、長度L＝3000mm的0.23C圓鋼管鑄件，Δτ′與ΔL、u、Vk等的關系表列于表7～表11。
表7D＝800mm、L＝3000mm、ΔL＝20mm，0.23C圓鋼管鑄件Δτ′參數值
表8D＝800mm、L＝3000mm、ΔL＝15mm，0.23C圓鋼管鑄件Δτ′參數值
表9D＝800mm、L＝3000mm、ΔL＝10mm，0.23C圓鋼管鑄件Δτ′參數值
表10D＝800mm、L＝3000mm、ΔL＝8mm，0.23C圓鋼管鑄件Δτ′參數值
表11D＝800mm、L＝3000mm、ΔL＝6mm，0.23C圓鋼管鑄件Δτ′參數值
綜合表7～表11，鑄造0.23C非晶鋼圓管鑄件時，液態金屬在鑄型6中的上升速度u＝10.81m/min，即u＝180.2mm/s，在快速壓頭5推壓下液態金屬在鑄型中每秒可上升180mm，通常直澆口橫截面面積比圓鋼管鑄件橫截面面積小，則液態金屬在直澆口中的上升速度比u值要大。為避免液態金屬自直澆口經內澆口流入圓鋼管鑄件時，對a截面處凝固的金屬產生擾動。而在a截面處金屬凝固時不受擾動對鑄件質量將產生極其重要的影響，因此確保a截面處金屬凝固不受液態金屬流動的擾動是確定ΔL數值大小的重要依據。顯然u的數值越大，可能產生的擾動就越大，為此ΔL應取最大值。另一方面，u數值大時，液態金屬在直澆口上升流動的動能作用下，越過a截面的水平位置克服ΔL位能，在圖1B所示的K截面處經內澆口進入鑄型，再結合ΔL值較大，液態金屬的流動對a截面金屬快速凝固的擾動可以完全避免。對于非晶金屬組織，取ΔL＝20mm。從表7中可以得出Δτ′＝0.11S，經過0.11秒的時間間隔，鑄型中ΔL間距的液態金屬，在噴射液氮氣化吸熱作用下全部快速凝固，冷卻成為-190℃的固態金屬。這就是說，鑄型中ΔL間距的液態金屬對鑄型殼體δ厚度的薄鋼板熱作用的時間為0.11秒。如果薄鋼板厚度δ有恰當的數值，在這個Δτ′＝0.11秒時間間隔內不被熔化并抗住ΔL液柱的液態金屬壓力，整個鑄造過程就可以順利完成。鑄造0.23C細晶圓鋼管鑄件時，液態金屬在鑄型中上升速度u＝0.31m/min，即u＝5.2mm/s，液態金屬在鑄型中每秒上升5mm。這個速度值對a截面處金屬快速凝固、冷卻的擾動要小得多。而直澆口中的液態金屬在快速壓頭5推壓和u的上升速度共同作用下，仍可以在圖1B所示的K截面處經內澆口進入鑄型。按照上述情況，ΔL應取較小數值。0.23C細晶圓鋼管鑄件的鑄造過程中，取ΔL＝6mm～8mm。從表10、表11可以得出，Δτ′＝1.16s～1.55s。如果厚度為δ的薄鋼板在1.16s～1.55s的時間間隔內不被熔化并抗住了ΔL液柱的液態金屬壓力，鑄造0.23C細晶圓鋼管鑄件的整個過程就可以順利完成。鑄造0.23C超微晶圓鋼管鑄件的鑄造過程中，取ΔL＝15mm～20mm，Δτ′＝0.103s～0.27s。鑄造0.23C微晶(一)、微晶(二)圓鋼管鑄件的鑄造過程中，取ΔL＝10mm～15mm，Δτ′＝0.19s～0.92s。綜合從鑄造0.23C非晶圓鋼管鑄件到0.23C細晶圓鋼管鑄件的鑄造過程，ΔL值從非晶圓鋼管鑄件的20mm到細晶圓鋼管鑄件的6～8mm，而Δτ′則從非晶的0.11s到細晶的1.16s～1.55s。ΔL液柱的液態金屬對厚度為δ的薄鋼板施加的壓力和熱的作用時間，最長也不過是1.55秒。可見，整個過程是一個快速凝固卻又是連續鑄造的鑄造過程。
要實現上述的快速凝固和連續鑄造的鑄造過程，必須對液態金屬澆注、填充鑄型的過程進行分析研究。圖1B、圖1C中快速壓頭5是由一個圖中沒有表示的油缸來驅動的，在其液壓系統中，事先并不設定油缸的工作壓力。油缸內的工作壓力是在快速壓頭5推壓差壓式壓室3中的液態金屬時，克服液態金屬流經直澆口、內澆口進入鑄型6的沿程阻力和局部阻力而建立起來的。而液態金屬向上填充鑄型型腔的速度u則是通過控制進入油缸中的輸油量使快速壓頭5以n的速度下壓差壓式壓室3中的液態金屬而實現的。鑄型6上方開有通氣孔12，液態金屬在鑄型型腔內以u的速度向上填充時，液態金屬液面上方的氣體自通氣孔12排到工作室7。因此，型腔內氣體壓力與工作室內的氣體壓力是相同的，都是約1個大氣壓。圖1C中，L是液態金屬在噴射液氮氣化吸熱作用下已快速凝固并冷卻到-190℃的固態金屬長度。在L長度上方是ΔL間距的液態金屬，在ΔL間距頂部的是液態金屬的液面，它所受到壓力就是工作室7的氣體壓力1bar。而在ΔL間距底部液態金屬的壓力則是pΔL＝γΔL。
因為0.23C非晶鋼圓管鑄件的ΔL及u參數值與其他金屬組織鋼圓管鑄件的ΔL及u參數值相比較，0.23C非晶鋼圓管鑄件的ΔL及u值是最大的，因此選擇0.23C非晶鋼圓管鑄件作為分析實例。其相關參數如下 ΔL——鑄型型腔中液態金屬間距， mm， ΔL＝20mm； u——液態金屬在鑄型型腔中上升速度， m/min，u＝10.81m/min； D——0.23C鋼圓管鑄件平均內徑， mm ； L——0.23C鋼圓管鑄件長度， mm， L＝3000mm； Emax——0.23C非晶鋼圓管鑄件最大壁厚，mm， Emax＝8.9mm ； Fq——快速壓頭面積， cm2 ； n——快速壓頭下壓速度， m/min ； γ——0.23C液態鋼的重度，g/cm3，γ＝7.71g/cm3。
確定差壓式壓室3體積Vp、快速壓頭5的壓頭面積Fq、快速壓頭5的下壓速度n、鑄型6殼體薄鋼板厚度δ等參數值。
計算0.23C非晶鋼圓管鑄件重量G、確定差壓式壓室3體積大小和結構。
圓管鑄件展開為一平板，其長度為πD，寬度E、高度為L。E取非晶最大厚度Emax。
G＝πDEmaxLρcp (1) Emax值要考慮鑄型6殼體鋼板的厚度δ，實際鑄型6中液態金屬的厚度是Emax-2δ、設定δ＝0.5mm，則E＝7.9mm。但是最后鑄出的鑄件，殼體鋼板與型腔中的液態金屬熔為一體，Emax仍為8.9mm。將E代替Emax并和D、L、ρcp代入(1)式，ρcp＝7.86×103kg/m3。G＝468.2kg。考慮直澆口、內澆口重量，加大1.2倍，取G為560kg。根據G的數值即可設計差壓式壓室3的體積。差壓式壓室3內氣壓為1bar，則可按圖1A所示設計其結構。
確定快速壓頭5的壓頭面積Fq、快速壓頭5的下壓速度n，保證液態金屬在鑄型6中的上升速度為u。根據快速壓頭5往下推壓差壓式壓室3中的液態金屬時，液態金屬在差壓式壓室3與鑄型6的型腔之間的流動是連續流動的原理，下式成立。
πDEu＝Fqn 式中，Fq、n均是未知數。但根據差壓式壓室3的結構、容積大小以及鑄型6的結構、容積大小可以決定Fq的數值。確定Fq的數值以后，快速壓頭5的下壓速度n可以按下式計算。
確定Fq及n以后就可以保證液態金屬在鑄型6中以u的速度上升并可以進行快速壓頭5的驅動油缸和相應的液壓系統的設計。
確定鑄型6型腔中薄鋼板的厚度δ 計算鑄型6的薄鋼板承受的壓力值。因為鑄型6在整個鑄造過程中，盡管L數值不斷向上增大，但卻只有ΔL間距段為液態金屬，雖然這個間距ΔL中的液態金屬隨L值向上增大而不斷地向上移動，但ΔL值恒定不變，恒定為20mm。在液態金屬移動到達的地方，ΔL液態金屬液面處壓力為1個大氣壓，ΔL液態金屬底部壓力為pΔL，在ΔL液態金屬底部處的薄鋼板所受的壓力也就是pΔL。pΔL按下式計算。
pΔL＝γΔL(3) 以γ＝7.71g/cm3代入，得pΔL＝0.0157kg/cm2 這個壓力很小，只有千分之十五個大氣壓。而且據表7所示，作用持續時間Δτ′只有0.11秒，厚度δ為0.5mm的薄鋼板完全可以承受這個壓力。
計算鑄型6薄鋼板能承受熱作用的厚度δ 進入鑄型6的ΔL間距的液態金屬，從凝固初始溫度t1＝1550℃，凝固、冷卻到固相線溫度tj＝1495℃，釋放出的熱量為QΔL。
設定薄鋼板厚度為δ，實際進入鑄型容積的液態金屬厚度為E-2δ。
ΔL間距長度、厚度為δ的薄鋼板，由工作室7的室溫加熱到融化所吸收的熱量為Q′ΔL 令QΔL＝Q′ΔL，可解出鋼板厚度δ，因為這時δ厚度是可以熔化的，應是鑄型薄鋼板的最小厚度值δmin。據此， 式中E——鑄型中液態金屬填充的厚度為E-2δ，對于非晶最大壁厚鋼圓管鑄件，E＝Emax

——液態金屬從凝固初始溫度下降到固相線溫度的平均比熱值


——薄鋼板溫度從工作室7室溫t2到固相線溫度tj＝1495℃的平均 比熱[附件1]*
將E＝8.9mm，


代入(6)式，解得δmin＝0.83mm 取實際δ＝(8.9-7)/2＝0.95mm。δ＞δmin，鑄型鋼板是可以承受ΔL間距液態金屬的熱作用的。如果在鑄造0.23C鋼圓管鑄件中，使用0.95mm的鋼板制造鑄型6，造成殼體太厚，影響鑄型中液態金屬的快速凝固，可以使用附加噴射液氮方法，以減小鑄型6的薄鋼板厚度。其方法為 鑄型6殼體改用厚度為0.5mm的鋼板，當圖1B中快速壓頭5推壓液態金屬進入鑄型6時，液氮噴射機構8即開始噴射附加的液氮量Vb，目的是保證鑄型6殼體鋼板不被熔化。待鑄型6中填充的液態金屬達到ΔL＝20mm間距高度時，液氮噴射機構8即開始以u的速度向上移動，同時將生產Emax＝8.9mm的液氮噴射量加上附加的Vb噴射量一起向鑄型6噴出。這樣就可以生產出0.23C最大厚度Emax非晶鋼圓管鑄件。
計算附加液氮噴射量Vb 令δ＝0.5mm，則δmin-δ＝0.83mm-0.5mm＝0.33mm 如果附加液氮噴射量Vb，能夠通過氣化吸熱方式，將δb＝0.4mm鋼板從-190℃到熔化的熱量Qb全部取走，則δ＝0.5mm鋼板制成的鑄型可以承受ΔL為20mm間距的液態金屬的熱作用。據此， Qb＝πD(2δ)ΔLρcp[Ccp2′(tj-t2)+L] ＝π×0.8×8×10-4×2×10-2×7.86×103
＝476.2KJ 計算附加液氮噴射量Vb 式中 V′——t＝-1903℃、p＝1.877bar狀態下，1kg液氮所占的體積dm3/kg V ′＝1.281dm3/kg[附件2]* r——t＝-190℃、p＝1.877bar狀態下的潛熱，即1kg液氮在t＝-190℃、p＝1.877bar狀態下氣化為氮氣所吸收的熱量KJ/kg， r＝190.7KJ/kg[附件2]* 將Qb、V′、r代入(7)式 計算液氮噴射層厚度h 式中K——液氮在t＝-190℃、p＝1.877bar狀態下的噴射速度， K＝30m/s Δτ′——液態金屬在鑄型中上升ΔL間距時間間隔，也是ΔL間距的液態金 屬在鑄型中快速凝固成溫度為-190℃固態金屬的時間間隔。
對非晶鋼圓管鑄件Δτ′＝0.11S。見表7。
將Vb、K、Δτ′、D數字代入(8)式，解之 從上述分析計算可知對于0.23C非晶鋼圓管鑄件。當采取厚度δ為0.5mm鋼板制造鑄型6殼體，并在液態金屬進入鑄型同時，開動液氮噴射機構8，向鑄型噴射厚度h為0.2mm的附加液氮噴射量Vb；當液態金屬在鑄型中上升達到ΔL間距時，液氮噴射機構8一面上升，一面噴射附加液氮噴射量Vb，再加上正常的液氮噴射量V就能夠鑄造出0.23C最大厚度Emax的非晶鋼圓管鑄件。其他的0.23C超微晶、微晶、細晶各種尺寸的鋼圓管鑄件，按同樣方法處理即可鑄出合格鑄件。
值得指出的是，在計算、決定δ、δb及附加液氮噴射量Vb時，是假定Δτ′時間間隔內，鑄件殼體中的全部液態金屬的溫度都下降到固相線溫度并且放出全部潛熱。而放出全部熱量又都用于使δ及δb鋼板由-190℃上升直到全部熔化。但是，實際情況并不是這樣的，在Δτ′時間間隔內，鑄型殼體中ΔL間距的液態金屬之中，不一定全部液態金屬的溫度都下降到固相線溫度并且放出全部的潛熱。而這些放出的全部熱量也不一定使δ、δb厚度的鋼板全部熔化。因此，上述計算方法計算出的Vb及δ、δb是十分安全的，是偏大的。當然，所有使用的參數數值均應以實際的生產實驗數據為準。
上述的直徑D＝800mm，L＝3000mm的0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的鑄造方法、生產參數的計算程式是適用于其他的管狀鑄件的。對于其他的黑色及有色金屬非晶、超微晶、微晶、細晶成型鑄件，因為其形狀的復雜程度、大小、厚薄各有不同，要使用L、R、C法及其設備去鑄造這些成型鑄件，就必須找出通用的、共有的原則去決定鑄造成型鑄件的方法及計算生產參數的方法和程式。
除了少數形狀復雜的特殊鑄件，例如船用螺旋槳，暫不在L、R、C法及其設備討論范圍之內，大多數的成型鑄件，無論其形狀多么復雜，都可以認為是一些具有一定形狀和一定壁厚的壁面組成，這些壁面的大多數都是那些垂直平壁、水平平壁、圓弧形壁等幾何形狀簡單的壁面。這樣處理以后，就可以將任何使用L、R、C法及其設備去鑄造黑色及有色金屬非晶、超微晶、微晶、細晶成型鑄件的研究轉化為如何使用L、R、C法及其設備去鑄造這些幾何形狀簡單的黑色及有色金屬非晶、超微晶、微晶、細晶壁面的問題了。而上面討論過的L、R、C法及設備鑄造0.23C非晶、超微晶、微晶、細晶鋼圓管鑄件的鑄造方法、生產參數的計算程式都是適用于鑄造成型鑄件的。因為鑄造一個有一定壁厚的鋼圓管鑄件實質上就是鑄造一塊有一定厚度的垂直平壁。
L、R、C法及設備鑄造成型鑄件 以圖2所示的0.23C鋼鑄件作為實例闡明如何確定鑄件壁面、鑄造壁面的方法以及這些壁面的生產參數計算程式。
確定鑄件的鑄造方法和組成鑄件的壁面 圖2所示鑄件的澆注方法和圖1所示的鋼圓管鑄件的澆注方法是相同的。也都是采用差壓式壓室3和快速壓頭5的系列設備和裝置。差壓式壓室3中的液態金屬4也是在快速壓頭5推壓作用下經左側出口進入圖2所示的兩個直澆口h和兩個內澆口g然后進入鑄件的。兩個直澆口h、內澆口g與差壓式壓室3左側出口分別相連，連接方式也和圖1相同。據此，圖2就不再表示差壓式壓室3、快速壓頭5的系列設備和裝置，也不再表示直澆口、內澆口與差壓式壓室3左側出口的連接方式。
圖2所示鑄件由下列各壁面組成 a——垂直平壁面，寬度Ba＝820mm，長度La＝2140mm，壁厚Ea＝40mm； b——傾斜60°平壁面，寬度Bb＝820mm，長度Lb＝1040mm，壁厚Eb＝40mm； fb——上凸緣平壁面，寬度Bfb＝120mm，長度Lfb＝820mm，壁厚Efb＝50mm； c——垂直梯形平壁面，寬度Bc＝850mm，上底長度Lc1＝2180mm， 下底長度Lc2＝2700mm，壁厚Ec＝40mm； fc——垂直凸緣平壁面，寬度Bfc＝120mm，長度Lfc＝2860mm，壁厚Efc＝50mm fc＝fc1+fc2 fc1——與垂直平壁面a、垂直梯形平壁面c、e相連通的垂直凸緣平壁面fc的下部分 fc2——與傾斜60°平壁面b及三角形垂直平壁面c、e相連通的垂直凸緣平壁面fc的上部分； d——下水平平壁面，寬度Bd＝820mm，長度Ld＝850mm，壁厚Ed＝40mm； fd——下凸緣平壁面，寬度Bfd＝120mm，長度Lfd＝820mm，壁厚Efd＝50mm； e——垂直梯形平壁面，形狀、尺寸與垂直梯形平壁面c完全相同； fe——垂直凸緣平壁面，形狀、尺寸與垂直凸緣平壁面fc完全相同 fe＝fe1+fe2 fe1——與垂直平壁面a、垂直梯形平壁面c、e相連通的垂直凸緣平壁面fe的下部分 fe2——與傾斜60°平壁面b及三角形垂直平壁面c、e相連通的垂直凸緣平壁面fe的上部分。
確定鑄件重量G、鑄造何種金屬組織、液態金屬在鑄型中向上快速凝固速度u。
確定鑄件重量G。
已知0.23C鋼的平均密度ρcp＝7.86×103Kg/m3，各個組成壁面的形狀和尺寸，計算各組成壁面的體積V及重量W。以下水平平壁面d及其相應的凸緣平壁面fd為例。Vd為水平平壁面d的體積，Wd為其重量。Vfd是相應的凸緣平壁面fd的體積，Wfd為其重量。
Vd＝Bd·Ld·Ed＝0.82×0.85×0.04＝0.0279m3 Wd＝Vd·ρcp＝0.0279×7.86×103＝219.1kg Vfd＝Bfd·Lfd·Efd＝0.12×0.82×0.05＝0.00492m3 Wfd＝Vfd·ρcp＝0.00492×7.86×103＝38.67kg Vd+Vfd＝0.0279+0.00492＝0.0328m3 Wd+Wfd＝219.1+38.67＝257.8kg 同樣方法，可以計算出垂直梯形平壁面c的體積Vc、重量Wc，相應的凸緣平壁面fc的體積Vfc、重量Wfc；垂直梯形平壁面e的體積Ve、重量We，相應的凸緣平壁面fe的體積Vfe、重量Wfe；垂直平壁面a的體積Va、重量Wa；傾斜60°平壁面b的體積Vb、重量Wb，相應的凸緣平壁面fb的體積Vfb、重量Wfb。計算結果列于表12。
表12鑄件的各細成平壁面體積V及重量W
鑄件體積V＝0.34m3，鑄件重量G＝2679.9kg。
鑄件體積V是指各個壁面體積的總和，而不是鑄件輪廓所占的空間體積。根據V、G去檢查已有的差壓式壓室3、快速壓頭5等設備、裝置是否合用，或者去設計、制造合適的差壓式壓室3和快速壓頭5等設備、裝置。
確定鑄件的金屬組織、液態金屬在鑄件的鑄型殼體中向上快速凝固的速度u 鑄件的金屬組織，主要由組成鑄件的各個平壁面的金屬種類、成分和壁厚E來決定。圖2所示的鑄件，各個主要平壁面a、b、c、d、e的壁厚均為E＝40mm。考慮鑄型殼體的鋼板壁厚，實際澆入鑄型的液態金屬厚度約30mm。從已申請的發明專利200510096844.1說明書的表3和本專利0.23C鋼圓管鑄件資料表1中均可查得微晶(一)金屬組織可鑄造的最大壁厚為25.5mm，微晶(二)金屬組織可鑄造的最大壁厚為80.6mm，則本鑄件的金屬組織應在微晶(一)與微晶(二)之間變化且趨近于微晶(一)。當金屬種類、成分確定以后，金屬組織的變化取決于冷卻速率Vk。為了確定本鑄件具體的金屬組織，按照已申請的發明專利200410002605.5及200510096844.1提供的計算公式和計算程式進行計算，將微晶(一)各種金屬組織和冷卻速率Vk及各生產參數的關系列于表13、表14中。
表13不同冷卻速率Vk條件下，0.23C微晶(一)鋼板各種金屬組織的最大壁厚Emax和生產參數(B＝1m、Kmax＝30m/s、h＝2mm)
表14不同冷卻速率Vk條件下，0.23C微晶(一)鋼圓管鑄件各種金屬組織的最大壁厚Emax和生產參數(L＝3m、r＝0.4m、K＝30m/s、h＝2mm)
根據表13、表14資料，微晶(一)B金屬組織適合本鑄件。其相關的生產參數數值為Vk＝6×105℃/s、Δτ＝2.9×10-3、Δm＝0.116mm、u＝2.4m/min、Emax＝32.9mm。
即本鑄件最后確定 微晶(一)B金屬組織、u＝2.4m/min 確定本鑄件澆注、快速凝固、冷卻的鑄造方式 根據鑄件結構特點，鑄件采用圖2所示的大部分平壁面豎立的澆注位置。當液態金屬以u＝2.4m/min的速度在所有的垂直平壁面a、c、e的鑄型殼體內填充上升并在殼體中填滿了ΔL間距液態金屬以后，液氮噴射機構(圖2沒有表示)也以u＝2.4m/min的速度同步上升，同時向各個垂直平壁面鑄型殼體的內、外表面噴射與微晶(一)B金屬組織相適應的液氮噴射量V，在噴射液氮氣化吸熱作用下，鑄型殼體中的液態金屬以Vk＝6×105℃/s的速度快速凝固、冷卻成-190℃的固態金屬。液態金屬不斷通過直澆口、內澆口進入鑄型，ΔL底部的液態金屬不斷快速凝固成固態金屬，并以u＝2.4m/min速度向上延伸，最后獲得微晶(一)B金屬組織的垂直平壁面。對于圖中底部的水平平壁面d，其鑄造方法與上述垂直平壁面的鑄造方法相比較是不同的，在水平平壁面鑄型殼體厚度δ適當加厚情況下，以比垂直平壁面向上填充速度快得多的速度迅速填滿整個水平平壁面鑄型殼體后，再啟動設置在d壁面右端的液氮噴射機構向鑄型殼體噴射液氮，同時液氮噴射機構以獲得微晶(一)B金屬組織的u＝2.4m/min的速度由右向左移動，通過噴射液氮氣化吸熱方式使d平壁鑄型殼體內的液態金屬由右向左快速凝固、冷卻，最后使d水平平壁面成為一個微晶(一)B金屬組織的完整壁面。或者在d水平平壁面左、右兩端各設置一個液氮噴射機構，在d壁面鑄型殼體中填滿液態金屬以后，兩端的液氮噴射機構同時以u＝2.4m/min的速度向中間移動并同時噴射液氮，通過噴射液氮吸熱氣化方式，使鑄型殼體內的液態金屬快速凝固、冷卻成微晶(一)B金屬組織的平壁面。d水平平壁面鑄型殼體的厚度δ要在液態金屬澆注、填充及快速凝固、冷卻成微晶(一)B金屬組織的整個過程中，能夠承受得住液態金屬的熱作用而不會熔化。δ厚度的決定還有具體的論述。在液態金屬完全填滿d水平平壁面鑄型殼體以后，圖中所有的垂直平壁面就開始一面澆注一面快速凝固的過程，這個過程前面已有論述，不再重復。鑄件整個澆注填充、快速凝固、冷卻到-190℃的時間為t。
式中L——鑄件總高度，L＝2.86m； u——液態金屬在圖2所有垂直平壁面鑄型殼體中的澆注填充上升速度， u＝2.4m/min t——液態金屬在圖2鑄件中澆注填充、快速凝固并冷卻到tb＝-190℃溫度的整個過程所需的時間，min 將L、u數值代入上式可得t＝1.2min。液態金屬在下水平平壁面d中澆注填充、快速凝固、冷卻到tb＝-190℃的整個過程所需要的最長時間為td。同樣方法可計算出澆注填充、快速凝固、冷卻整個長度為0.9m的d水平平壁面的時間td約為23s。因為這個過程的時間是與圖2中液態金屬在所有垂直平壁面澆注、快速凝固、冷卻的過程是同時進行的，液態金屬在鑄件中澆注填充、快速凝固、冷卻到-190℃的總時間仍為約1.2min。
如果將圖2所示的鑄件逆時針翻轉90°的位置作為另一個澆注位置，則a垂直平壁面轉變為上水平平壁面，f垂直凸緣平壁面轉變為下水平平壁面。整個鑄件的澆注填充、快速凝固、冷卻到tb＝-190℃的時間分為兩部分，t1和t2。t1是所有垂直平壁面和傾斜平壁面的澆注填充、快速凝固、冷卻到tb＝-190℃的時間，t1＝0.9/2.4＝0.375min。t2是上水平平壁面的澆注填充、快速凝固、冷卻到tb＝-190℃的時間，t2＝2.18/2.4＝0.91min。總時間t＝t1+t2，t＝1.3min。鑄件的兩個澆注位置所需的澆注填充、快速凝固、冷卻到-190℃的總時間相差不大。但第二個澆注位置水平平壁面長度Ld長達2.18m。顯然，第二個澆注位置的水平平壁面太長，澆注填充，快速凝固的難度比第一個澆注位置的水平平壁面的澆注填充，快速凝固的難度大得多。因而采用第一個澆注位置。
鑄件排氣、支撐等問題較簡單、不再贅述。
確定ΔL、Δτ′、n、δ及液氮噴射量V等生產參數 確定ΔL 鑄造0.23C微晶(一)B鋼鑄件，取ΔL＝15mm 確定Δτ′ Δτ′＝ΔL/u＝60×0.015/2.4＝0.38S 確定ΔL、Δτ′以后，按圖2所示的鑄件澆注位置，鑄造過程是從液態金屬進入fd下凸緣平壁面開始，然后鑄造下水平平壁面d，接著同時鑄造垂直平壁面a，垂直梯形平壁面c和e、垂直凸緣平壁面fc、fe、傾斜60°平壁面b，最后鑄造上水平凸緣平壁面fb。按上述過程研究各個平壁面生產參數的確定。
鑄造下凸緣平壁面fd 確定下凸緣平壁面fd的鑄型殼體鋼板厚度δfd 構成下凸緣平壁面fd鑄型殼體的幾何尺寸為寬Bfd＝80mm，長度Lfd＝900mm，壁厚Efd＝50mm。當液態金屬自直澆口h、內澆口g澆注進入fd鑄型殼體并上升ΔL＝15mm時，液態金屬所占的體積為Lfd·Efd·ΔL。與此同時液氮噴射機構一方面以u＝2.4m/min速度向上移動，一方面向下凸緣平壁面fd的鑄型薄鋼板殼體噴射相應于微晶(一)B鋼的液氮噴射量Vfd。在液氮噴射以前，ΔL間距包含的全部液態金屬，其溫度由t1＝1550℃下降到tj＝1495℃，釋出的熱量為QΔL。
設定下凸緣平壁面fd鑄型薄鋼板殼體的壁厚為δ時，QΔL改寫為 厚度為δ、長度為ΔL的fd下凸緣平壁面鑄型殼體，溫度由工作室溫度tb＝t2＝-190℃上升到tj＝1495℃并吸熱熔化時所吸收的熱量為QΔL′ 式中符號意義見前面公式(6)，不予重復。
令QΔL＝QΔL′，可以解出鋼板厚度2δ，因為這時鋼板厚度是可以熔化的，應是鋼板厚度的最小值，即2δmin。
式中各符號意義見前面公式(6)，不予重復，以Efd＝50mm、



t1＝1550℃、tj＝1495℃、L＝310KJ/Kg代入(9)式，得 取δfd＝5mm。
確定鑄造下凸緣平壁面fd時，快速壓頭5的下壓速度nfd 根據連續流動原理，下式成立 Lfd(Efd-2δ)u＝Fqnfd 因為下凸緣平壁面fd壁厚Efd＝50mm，實際填充進fd壁面鑄型殼體中的液態金屬厚度為40mm。因此鑄造fd壁面的金屬組織、生產參數和其他的平壁面a、b、c、f、e不同。根據表13、表14、鑄造fd壁面的金屬組織應為微晶(一)C、最大壁厚Emax＝40.3mm、液態金屬在下凸緣平壁面fd鑄型殼體中上升速度u＝1.96m/min。
將上述參數值代入上式，可得 確定鑄造下凸緣平壁面fd的液氮噴射量Vfd 根據表13，鑄造寬度B＝1m、最大壁厚Emax＝40.3mm、金屬組織為微晶(一)C的0.23C鋼平板，需要的液氮噴射量Vmax＝7200dm3/min，液態金屬在鑄型殼體中的澆注速度u＝1.96m/min。鑄造寬度Lfd＝0.9m、壁厚E＝Emax-2δ＝40mm、金屬組織為微晶(一)C的fd下凸緣平壁面時，液氮噴射量Vfd按以下程式計算 計算比例系數x x＝Emax/E 確定鑄造下凸緣平壁面fd的時間τfd τfd＝Bfd/u＝0.08/1.96＝0.04min 鑄造下水平平壁面d 確定下水平平壁面d的鑄型殼體鋼板厚度δ 確定下水平平壁面d的鑄型殼體鋼板厚度δ時，式(9)仍適用。但需要將式(9)中的Efd換成Ed。Ed＝40mm 取δ1＝4mm，δ2＝6mm 對位于下水平平壁面d鑄型殼體上方位置的鋼板厚度δ1，取δ1＝4mm，對位于下方位置的鋼板厚度δ2，取δ2＝6mm。下方位置鋼板厚度δ2加厚2mm，目的是確保在鑄造過程中，下水平平壁面d下方鋼板不會熔化、變形、漏出液態鋼。δ1+δ2＝10mm。實際澆注下水平平壁面d的鑄型的液態鋼厚度為30mm。
因為下水平平壁面d的壁厚Ed＝40mm，實際澆注進入下水平平壁面鑄型的液態金屬厚度為30mm。根據表13、表14、鑄造下水平平壁面d的金屬組織應為微晶(一)B，最大壁厚Emax＝32.9mm，液態金屬在下水平平壁面d鑄型殼體中垂直上升速度u＝2.4m/min。
確定快速充滿d壁面時，快速壓頭5的下壓速度nd 根據連續流動原理，下式成立 Ld·Bd·u＝Fq·nd 式中Ld——下水平平壁面d的長度，Ld＝0.9m； Bd——下水平平壁面d的寬度，Bd＝0.9m； u——液態金屬在下水平平壁面d鑄型殼體中垂直上升速度，u＝2.4m/min。
確定下水平平壁面d的液氮噴射量Vd 根據表13，B＝1m、Emax＝32.9mm，金屬組織為微晶(一)B的0.23C鋼平板的液氮噴射量Vmax＝7200dm3/min。則Vd按式(11)計算 Vd＝Bd·Vmax·E/Emax＝0.9×7200×30/32.9＝5908.82dm3/min 確定鑄造下水平平壁面d的時間τd，τd即前面所述的td 前面已進行計算，τd＝0.38min。
鑄造a、c、e垂直平壁面及fc1、fe1垂直凸緣平壁面 垂直平壁面a寬度Ba＝820mm、長度La＝2180mm、壁厚Ea＝40mm 垂直平壁面c寬度Bc＝850mm、長度Lc＝2180mm、壁厚Ec＝40mm； 垂直平壁面e寬度Be＝850mm、長度Le＝2180mm、壁厚Ee＝40mm； 垂直凸緣平壁面fc1寬度Bfc1＝120mm、長度Lfc1＝2180mm、壁厚Efc1＝50mm； 垂直凸緣平壁面fe1寬度Bfe1＝120mm、長度Lfe1＝2180mm、壁厚Efe1＝50mm； a、c、e垂直平壁面和fc1、fe1垂直凸緣平壁面互相連通，可以處理成一塊垂直平壁面去計算生產參數數值、設計、布置液氮噴射機構。因為Efc1＝Efe1＝50mm，而Ea＝Ec＝Ee＝40mm，兩者厚度不同，要作一個簡化處理。設定Efc1′＝Efe1′＝Ef＝40mm，垂直凸緣平壁面寬度為B′，則下式成立。
Bfc1·Efc1＝B′·Ef 以Bfc1＝120mm、Efc1＝50mm、Ef＝40mm代入 B′＝Bfc1·Efc1/Ef B′＝120×50/40＝150mm 經過這一處理過程，a、c、e垂直平壁面和fc1、fe1垂直凸緣平壁面可以簡化成一塊垂直平壁板P，其尺寸為 寬度Bp＝Ba+Bc+Be+2B′＝820+850+850+2×150＝2820mm 長度Lp＝La＝Lc＝Le＝Lfc1＝Lfe1＝2180mm 壁厚Ep＝40mm 確定垂直平壁面P鑄型殼體薄鋼板壁厚δ 計算垂直平壁面P鑄型殼體的薄鋼板壁厚δ所使用的公式仍為式(9)，式中Efd改為Ep，Ep＝40mm。計算的過程和結果與下水平平壁面d的鑄型殼體鋼板是相同的。即2δmin＝7.65mm。
取δ＝4mm，液態金屬在垂直平壁面P鑄型殼體中厚度為32mm。
根據表13可確定p垂直平壁面的金屬組織為微晶(一)B、Emax＝32.9mm、u＝2.4m/min。
確定快速壓頭5的下壓速度np 根據液態金屬連續流動原理，下式成立 Bp·Ep·u＝Fq·np 以Bp＝2.82m、Ep＝0.032m、u＝2.4m/min代入(13)式 確定垂直平壁面P的液氮噴射量Vp 根據表13，B＝1m、Emax＝32.9mm、金屬組織為微晶(一)B的0.23C鋼平板的液氮噴射量Vmax＝7200dm3/min。液氮噴射參數為p＝1.877bar、t＝-190℃、Kmax＝30m/s、h＝2mm。垂直平壁面P的液氮噴射量Vp按式(11)計算 Vp＝Bp·Vmax·E/Emax ＝2.82×7200×0.032/0.0329 ＝19748.6dm3/min 確定鑄造垂直平壁面P的時間τp 鑄造傾斜60°平壁面b、梯形平壁面上端部分的三角形垂直平壁面c和e、垂直凸緣平壁面fc2和fe2。
傾斜60°平壁面b，寬度Bb＝820mm、長度Lb＝981mm、厚度Eb＝40mm； 三角形垂直平壁面c，寬度Bc＝850mm、長度Lc＝490mm、厚度Ec＝40mm； 三角形垂直平壁面e，寬度Be＝850mm、長度Le＝490mm、厚度Ee＝40mm； 垂直凸緣平壁面fc2，寬度Bfc2＝120mm、長度Lfc2＝490mm、壁厚Efc2＝50mm； 垂直凸緣平壁面fe2，寬度Bfe2＝120mm、長度Lfe2＝490mm、壁厚Efe2＝50mm； 因為圖3所示的b斜面內、外設置的液氮噴射機構8沿b斜面向上移動，同時向b斜面內、外表面噴射液氮。故b平壁面要單獨布置液氮噴射機構。
圖4所示為三角形垂直平壁面外表面液氮噴射機構8工作過程圖。但液氮噴射機構以Vp＝19048.3dm3/min的液氮噴射量向P平壁面噴射時，噴射到三角形垂直平壁面c外表面的液氮量為0.5Vc。
當液氮噴射機構上移到圖4A(B)C位置時，即P壁面與C壁面交接處，液氮噴射機構有兩種處理方式。一種是液氮噴射機構以u＝2.4m/min速度由AC上移到A1C1位置，AC長度收縮為B1C1長度。液氮由B1C1向C壁面噴射，液氮噴射量也相應減小為

當AC上升CCN距離時，AN向右收縮與CN重合，液氮噴射量為零。這種處理方式要求液氮噴射管要制成可伸縮管，液氮噴射量要隨著液氮噴射機構上升而減少。這種處理方式太復雜，并不可取。另一種處理方式是AC上升到A1C1位置時液氮噴射管長度不變，仍為AC長，液氮噴射量也不變，仍是

A1B1長度的噴射液氮向工作室空間噴出。這樣要多耗費一些液氮，但機構、操作要簡單易行得多。
圖5表示三角形垂直平壁面c的內表面液氮噴射機構8工作過程圖。c壁面液氮噴射量為3377.4dm3/min，在鑄造c壁面過程中液氮噴射量恒定不變，液氮噴射管的長度也不變。當液氮噴射管由AC上升到A1C1位置時，也向左移動了B1C1距離。B1C1長度的液氮噴射量也向工作室空間噴出。這樣也導致多耗費液氮噴射量，但機構、操作要簡單易行得多。
鑄造傾斜60°平壁面b 三角形垂直平壁面c和垂直凸緣平壁面fc2實際上是垂直梯形平壁面c的組成成分；三角形垂直平壁面e和垂直凸緣平壁面fe2實際上是垂直梯形平壁面e的組成部分。據此，三角形垂直平壁面c和垂直凸緣平壁面fc2的δ、u、V、n、τ等生產參數以及金屬組織都是和垂直梯形平壁面c相同的。同樣，三角形垂直平壁面e和垂直凸緣平壁面fe2的δ、u、V、n、τ等生產參數以及金屬組織都是和垂直梯形平壁面e相同的。設置液氮噴射機構問題前面已有論述。
傾斜60°平壁面b的生產參數則與垂直平壁面a略有不同，需要單獨討論。
確定傾斜60°平壁面b鑄型殼體薄鋼板壁厚度δ 傾斜60°平壁面b鑄型殼體薄鋼板壁厚度δ的決定和垂直平壁面P鑄型殼體薄鋼板壁厚δ的計算公式、計算程式是完全相同的。據此，計算出δmin＝3.8mm，采用δ＝4mm。鑄型薄鋼板殼體中實際填充的液態金屬厚度為32mm。
根據表13可確定傾斜60°平壁面b的金屬組織是微晶(一)B，Emax＝32.9mm，u＝2.4m/min。
確定快速壓頭5的下壓速度nb 根據表13確定的u是液態金屬向上的流動速度，而在液態金屬填充傾斜60°平壁面b鑄型殼體的空間時，液態金屬流動情況如圖3所示，即液態金屬的流動是與垂直方向成60°角度的斜向流動，其數值大小應為u-u/cos60°。因為如上述u＝2.4m/min，則u′＝2.4/0.5＝4.8m/min。查閱發明專利200510096844.1表3可知，在u＝4.39m/min，Vmax＝7200dm3/min條件下，可以鑄造出冷卻速率Vk＝2×106℃/s的超微晶金屬組織的鑄件，但能夠鑄造出的最大壁厚Emax只有18mm。而本鑄件的傾斜60°平壁面b的壁厚卻是32mm。顯然在鑄造傾斜60°垂直平壁面b時，不能采用u′＝4.8m/min。因為傾斜60°垂直平壁面b鑄型中實際液態金屬厚度只有32mm，所以采用u＝2.4m/min是合適的。在u＝2.4m/min，Vmax＝7200dm3/min條件下，能夠鑄造的最大壁厚是32.9mm。傾斜60°平壁面取u′＝2.4m/min，則三角形垂直平壁面c、e，垂直凸緣平壁面fc2、fe2的u＝1.2m/min。在u＝1.2m/min，Vmax＝7200dm3/min條件下能夠鑄造的最大壁厚Emax可達57.3mm，鑄造出上述所有的平壁面是完全能夠滿足的。
綜合上述分析，鑄造傾斜60°平壁面b、三角形垂直平壁面c、e，垂直凸緣平壁面fc2、fe2時，采用與垂直平壁面P相同的生產參數即可。
鑄造上凸緣平壁面fb 鑄造上凸緣平壁面fb的生產參數與鑄造下凸緣平壁面fd的生產參數是完全相同的。
經過上面分析、討論、計算以后，本鑄件的各個組成平壁面的生產參數列于表15。
表15鑄件各平壁面金屬組織的生產參數
表中P壁面分三部分組成，一部分是垂直平壁面a和傾斜60°平壁面b，第二部分是垂直平壁面c和三角形平壁面c，第三部分是垂直平壁面e和三角形平壁面e。第一部分液氮噴射量Va+b為5538.9dm3/min，第二、三部分液氮噴射量Vc、Ve都是6754.7dm3/min。
由表15可見，液態金屬在充填下水平平壁面d時，快速壓頭5下壓速度為nd、nd＝1.944/Fq，是np＝0.217/Fq的8.9倍，而作用時間在u＝2.4m/min條件下僅0.75秒。但這個時間是可以根據工廠實際條件予以加長的。限制性環節是鑄型殼體薄鋼板的厚度δ在這個時間內能夠承受住靜液壓力和熱作用。
最后確定本鑄件的金屬組織為微晶(一)B，主要生產參數是 u＝2.4m/min； δ＝4～6mm； E＝30～32mm； n＝0.217/Fq m/min； V＝19048.3dm3/min； t＝1.3min。
在生產本鑄件時，并不是只能生產微晶(一)B金屬組織的0.23C鋼鑄件的。因為微晶(一)B金屬組織使用L、R、C法時可以生產的鑄件最大壁厚為32.9mm，因此，不可能鑄造出壁厚為30mm的0.23C非晶、超微晶、微晶(一)A的鋼鑄件。而壁厚為30mm的微晶(一)C、微晶(一)D、微晶(二)等0.23C鋼鑄件都是可以鑄造出來的。只要改變v、u參數值采用不同的組合就可以。具體可以參照本鑄件例子的方法進行。
鑄型殼體薄鋼板厚度δ的確定要特別謹慎、小心，除計算數據以外，還應結合生產實際的經驗，并應以生產實驗結果為準。
L、R、C法及其設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶黑色及有色金屬成型鑄件應用范圍廣泛，除0.23C鋼外也適用于其他鋼種。同樣也可以鑄造鋁、鎂、銅、鈦等有色金屬合金的成型鑄件。需要特別指出的是使用L、R、C法及設備鑄造鑄鐵成型鑄件，除了上面所述保護環境的意義之外，將會開發和開辟出性能遠比可鍛鑄鐵、孕育鑄鐵，球墨鑄鐵更為優秀的、嶄新的、系列的鑄鐵成型鑄件產品，可以開辟出一個嶄新的、值得從事而且前景極其廣闊、璀璨的事業。
對于已申請的中國發明專利“L、R、C法及其設備鑄造非晶、超微晶、微晶等金屬型材”(專利申請號200410002605.0，以下簡稱“型材專利”)和“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬管材”(專利申請號200510096844.1，以下簡稱“管材專利”)以及現在正在申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬成型鑄件”(簡稱“鑄件專利”)三個專利而言，合起來實際上就是一個專利——“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬型材、管材及鑄件”。型材專利技術是后兩個專利技術的基礎，后兩個專利技術是第一個專利技術發展、衍生出來的。其中，鑄件專利是三個專利中最重要的專利，這是因為全世界各個工業領域中的機器、設備、裝置等都離不開鑄件。
非晶、超微晶、微晶金屬組織比現有金屬組織的機械性能優越得多。在當今世界所有的各個工業領域中，使用黑色及有色金屬的非晶、超微晶、微晶的型材、管材、成型鑄件，經機械加工后裝配而成的名目繁多的各種設施、各種機械產品、各種交通運輸工具、甚至橋梁、大廈等等，都比現今世界正在使用的各種設施、各種機械產品等的機械性能同樣要優越得多。這些產品將會結構更堅固、強度更高、更能承受高強度的沖擊、重量卻更輕、壁厚更薄、設備運行速度更快，同樣的動力可以飛得更高、跑得更快、能量消耗卻更少、更環保……這就勢必促使在全世界范圍內對現有的各個工業領域所有的各種類型機械產品進行全面的重新設計、制造，也就是說將要對全世界現有的、所有的各種機械產品進行全面的更換。現有的各工業領域的工廠、礦山、企業要進行全面的改造、更新，新一輪的工業革命將在全世界展開。世界經濟將有一個飛躍的發展。其意義是極其重大的！
參考文獻李月珠，快速凝固技術和材料.北京國防工業出版社，1993.118 注 [附件1]*表示本附件與已申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶等金屬型材”(專利申請號200410002605.0)中的[附件1]完全相同。
[附件2]*表示本附件與已申請的中國發明專利“L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶等金屬型材”(專利申請號200410002605.0)中的[附件2]完全相同。
權利要求
1.L、R、C法鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶金屬成型鑄件的方法，其特征在于
使用溫度tb＝-190℃、壓力pb＝1bar的恒溫、恒壓立式工作室7和溫度t＝-190℃、壓力p＝1.877bar的低溫工作介質液氮作為強大的工作冷源；快速壓頭5以下壓速度n推壓差壓式壓室3中的液態金屬4，使液態金屬克服沿程阻力和局部阻力自下而上地、平穩地通過直澆口11、內澆口10進入厚度為δ的薄鋼板制成的鑄型6的型腔中，然后以u的速度平穩地向上澆注，填充鑄型殼體中的型腔；ΔL高度的液態金屬將與δ厚度薄鋼板進行熱交換，δ及ΔL值選擇合適時，薄鋼板不會熔化，液態金屬不會熔漏出鑄型殼體之外；在鑄型中形成ΔL高度金屬液柱的同時，液氮噴射機構8在ΔL金屬液柱底部向鑄型殼體內的液態金屬噴射壓力p＝1.877bar、溫度t＝-190℃、噴射速度k＝30m/s、液氮層高度h＝2mm的噴射液氮；在與非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織相對應的Δτ時間間隔內，噴射與非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織相對應的噴射液氮量ΔV，ΔV液氮量通過氣化吸熱作用，把位于ΔL底部長度值與非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織相對應的Δm長度段的液態金屬包含的從液相線溫度到-190℃的內熱能全部取走，該Δm的液態金屬將以不同的冷卻速率Vk快速凝固成非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織并快速冷卻到-190℃；在同一個Δτ時間間隔內，液態金屬以u的速度由k面補充進入鑄型6，并在鑄型6中使液態金屬上升Δm長度段的金屬液面高度，這就使ΔL間距始終保持不變；在這同一個Δτ時間間隔內，液氮噴射機構8一面噴射液氮，一面也以u的速度同步上升一個Δm長度段的距離；這就實現了鑄型澆注液態金屬過程也就是鑄型中液態金屬快速凝固的過程；最后鑄型中澆注液態金屬和液態金屬在鑄型中快速凝固、冷卻的整個過程完成時，就鑄造出非晶、超微晶、微晶、細晶金屬成型鑄件；最后再通過一個強力的抽氣系統將噴射液氮通過吸熱氣化所產生的氮氣全部迅速及時地排出工作室，以確保工作室7內的工作溫度恒定為-190℃，壓力恒定為略大于1bar。
2.按權利要求1所述的L、R、C法鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶金屬成型鑄件的方法，其特征在于
有關的生產參數按以下公式計算獲得
1)確定黑色及有色金屬快速凝固的冷卻速率Vk
對于非晶金屬組織，Vk≥107℃/S
對于超微晶金屬組織，Vk＝106℃/S-107℃/S
Vk又分以下4個數值8×106℃/S、6×106℃/S、4×106℃/S、2×106℃/S
對于微晶金屬組織，Vk＝104℃/S-106℃/S
對于微晶(一)金屬組織，Vk＝106℃/S
對于微晶(一)A金屬組織，Vk＝8×105℃/S
對于微晶(一)B金屬組織，Vk＝6×105℃/S
對于微晶(一)C金屬組織，Vk＝4×105℃/S
對于微晶(一)D金屬組織，Vk＝2×105℃/S
對于微晶(二)金屬組織，Vk＝105℃/S
對于細晶金屬組織，Vk≤104℃/S
2)確定快速凝固、冷卻時間間隔Δτ
Δτ＝Δt/Vk S
3)確定Δτ時間間隔內在鑄型內凝固、冷卻成-190℃固態金屬的長度段Δm對于非晶金屬
對于超微晶、微晶、細晶金屬
4)計算液態金屬在鑄型內平穩澆注、填充、冷卻、凝固的速度u
u＝Δm/Δτ m/s
5)計算Δm金屬長度包含的液態金屬內熱能ΔQ2
對于非晶金屬
ΔQ2＝πΔmρcpCcpΔt(r22-r12) KJ
對于超微晶、微晶、細晶金屬
ΔQ2＝πΔmρcp(CcpΔt+L)(r22-r12) KJ
6)確定在Δτ時間間隔內將Δm長度段液態金屬內熱能全部取走的液氮噴射量ΔV
ΔV＝ΔQ2V′/r dm3
7)確定液氮噴射量V及其氣化為氮氣后所占的體積Vg及液氮噴射層厚度h
V＝60·ΔV/Δτ＝60·ΔQ2V′/rΔτ dm3/min
Vg＝V·V″/V′＝60·ΔQ2V″/rΔτdm3/min
h＝ΔV/2π(r1+r2)KΔτ mm
8)計算ΔVmax
ΔVmax是最大液氮噴射速度Kmax＝30m/s、液氮噴射層厚度h＝2mm及鑄件寬度B固定不變條件下，在Δτ時間間隔內，液氮噴射機構8所噴射的液氮量(鑄件寬度B是圓鋼管展開的當量寬度，B＝2πr，r＝(r2+r1)/2)；
ΔVmax＝4πKmaxΔτhrdm3
9)計算ΔQ2max
ΔQ2max＝ΔVmaxr/V′KJ
10)確定Emax
對于非晶金屬
Emax＝ΔQ2max/2πrΔmρcpCcpΔt mm
對于超微晶、微晶、細晶金屬
Emax＝ΔQ2max/2πrΔmρcp(CcpΔt+L) mm
按照上述程式計算，可得
0.23C非晶鋼管Emax＝8.9mm
0.23C超微晶鋼管Emax＝9mm至18mm
0.23C微晶鋼管Emax＝25mm至80mm
0.23C微晶(一)鋼管Emax＝25.5mm
0.23C微晶(一)A鋼管Emax＝28.6mm
0.23C微晶(一)B鋼管Emax＝32.9mm
0.23C微晶(一)C鋼管Emax＝40.3mm
0.23C微晶(一)D鋼管Emax＝57.3mm
0.23C微晶(二)鋼管Emax＝80.6mm
11)計算Vmax及Vgmax
Vmax＝240πrKmaxh dm3/min
Vgmax＝240πrKmaxhV″/V′ dm3/min
12)確定鑄造圓管壁厚為E的相關生產參數
比例系數x
x＝Emax/E
計算ΔQ2、ΔV、V、Vg、K
x＝ΔQ2max/ΔQ2＝ΔVmax/ΔV＝Vmax/V＝Vgmax/Vg＝Kmax/K
計算K是在h＝2mm不變條件下，K按上式計算
13)確定鑄型中液態金屬間距ΔL
對于0.23C非晶鋼圓管鑄件，ΔL＝20mm
對于0.23C超微晶鋼圓管鑄件，ΔL＝15mm～20mm
對于0.23C微晶(一)、微晶(二)鋼圓管鑄件，ΔL＝10mm～15mm
對于0.23C細晶鋼圓管鑄件，ΔL＝6mm～8mm
14)確定快速壓頭5的下壓速度n
n＝πDEu/Fq m/min
15)確定ΔL金屬液柱持續作用時間Δτ′、靜壓力pΔL
Δτ′＝ΔL/u S
pΔL＝γΔL Kg/cm2
16)確定鑄型殼體薄鋼板厚度δ及附加液氮噴射量Vb
當采用的鋼板厚度小于δmin時，為了防止鋼板泄漏，可以采取在澆注剛開始時就向鑄型殼體薄鋼板噴射液氮，在Δτ′時間間隔內噴射附加液氮量Vb；
h＝Vb/2πDKΔτ′ mm
3.按權利要求1所述的L、R、C法鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶金屬成型鑄件的方法，
其特征在于
1)確定鑄件的壁面組成和鑄造方法
下水平平壁面d下水平平壁面d的鑄造方法與垂直平壁面P不同；首先，液態金屬在不到1秒的時間內快速充滿整個下水平平壁面d的鑄型型腔；然后，再啟動液氮噴射機構，一面向鑄型噴射液氮，一面以同樣數值的速度u，以水平的方向由d壁面的左端向右端移動，使液態金屬快速凝固、冷卻到tb＝-190℃，最后鑄造出非晶、超微晶、微晶、細晶的下水平平壁面d；
垂直平壁面a、c、e垂直平壁面a、c、e是相互連通的三塊垂直平壁面，可以展開處理成一塊垂直平壁面P。在液態金屬澆注進入鑄型并以垂直向上速度u填充上升ΔL間距后，液氮噴射機構一面向鑄型噴射液氮，一面也以速度u沿鑄型殼體垂直上升，使液態金屬快速凝固、冷卻到tb＝-190℃，最后鑄造出非晶、超微晶、微晶、細晶的垂直平壁面P；
垂直凸緣平壁面fb、fc、fd、fe與垂直平壁面P的鑄造方法相同；
傾斜60°平壁面b與垂直平壁面P的鑄造方法相同；
2)確定澆注位置
取豎立澆注位置；
3)確定鑄件各壁面金屬組織和生產參數
按權利要求2所述的有關生產參數的計算公式計算各種金屬組織所能鑄造的最大壁厚Emax，然后根據鑄件各壁面的壁厚E來確定各壁面的金屬組織，以及相應的生產參數Vk、Δτ、Δm、u、V、Vg、ΔL、n、δ的數值；用以確定鑄件壁面金屬組織的壁厚E應為鑄型殼體中實際液態金屬厚度E-2δ；對于下水平平壁面d，鑄型殼體下方位置的鋼板厚度δ2應比鑄型殼體上方位置的鋼板厚度δ1加厚2mm，以確保下方位置的鋼板不會熔化、變形、漏出液態金屬；
4)三角形垂直平壁面外、內液氮噴射機構8工作過程
三角形垂直平壁面外表面液氮噴射機構8工作過程液氮噴射機構8的A(B)C噴射管噴出的Vc液氮量是始終不變的，但噴射管中包含的A1B1部分所噴出的液氮是噴到工作室7的空間而不工作的；三角形垂直平壁面內表面液氮噴射機構8工作過程AC噴射管一面上升一面向左移動，噴管B1C1部分的噴射液氮是噴到工作室7的空間而不工作的。
4.一種L、R、C法鑄造成型鑄件的機械設備系統，其特征在于
1)使用真空絕熱技術的溫度tb＝-190℃、壓力pb＝1bar的恒溫、恒壓工作室7，工作室內環境溫度與液氮噴射機構8噴出液氮的溫度都是-190℃，他們之間沒有熱交換；
2)L、R、C法鑄造成型鑄件的液氮噴射機構采用高噴射速度、極薄液膜噴射傳熱技術；液氮噴射速度Kmax＝30m/s，液氮噴射層厚度h＝2mm；液氮噴射機構的上升速度u的大小、噴射管形狀及布置均需依據鑄件厚薄、形狀、大小進行設定；液氮噴射機構上升速度u和液態金屬澆注，填充鑄型以及液態金屬向上快速凝固速度都是相同的；u的參數值和液氮噴射量V的數值均應根據不同的金屬種類、不同形狀和壁厚，不同的非晶、超微晶、微晶、細晶金屬組織的要求進行相應的調節；噴射液氮與鑄型殼體交接處C截面可以通過調節液氮噴射機構與鑄型殼體的相對位置進行調節；
3)快速壓頭5由液壓油缸操控；油缸的液壓系統的壓力由液態金屬澆注、填充鑄型的沿程阻力和局部阻力決定，液壓系統不設溢流定壓回路；快速壓頭5的下壓速度n由液壓系統的節流回路或直接控制油缸的輸油量來調節；
4)直澆口11、內澆口10要根據鑄件形狀、澆注位置而設置；但必須保證直澆口11中的液態金屬在整個鑄造過程中始終保持液體狀態，即在整個鑄造過程中，液態金屬在直澆口11中的流動始終是通暢的；
5)強力的抽氣裝置；
6)液態金屬轉運及澆注附屬裝置。
全文摘要
本發明公開了一種L、R、C法及設備鑄造非晶、超微晶、微晶、細晶等金屬成型鑄件的方法。以鑄造非晶鋼圓管鑄件為例，鑄型6由厚度為δ的薄鋼板制成，快速壓頭5以速度n下壓差壓式壓室3中的液態金屬4，使之經直澆口11、內澆口10進入鑄型6。液態金屬4在鑄型6底部以速度u上升形成ΔL高度的液柱時，液氮噴射機構8開始向鑄型6殼體噴射液氮。在液氮氣化吸熱作用下，液態金屬快速凝固成Δm長度非晶固態金屬。液氮噴射機構8開始噴射液氮的同時，也以速度u沿鑄型6殼體上升，即每當Δm液態金屬快速凝固成Δm非晶固態金屬的同時就有Δm液態金屬補充進鑄型6，液氮噴射機構8也同時上升Δm高度。不斷重復上述過程，最后鑄出非晶鋼圓管鑄件。
文檔編號B22D27/20GK101332504SQ20081009106
公開日2008年12月31日 申請日期2008年4月13日 優先權日2008年4月13日
發明者明柱文, 羅惠容 申請人:明柱文, 羅惠容, 明維剛