無機材料吸熱棒對鋼鑄錠凝固組織及宏觀偏析的影響

張 瓊 劉 超 蔣丹青 王 江 李傳軍 任忠鳴

(1.省部共建高品質特殊鋼冶金與制備國家重點實驗室,上海 200444; 2.上海市鋼鐵冶金新技術開發應用重點實驗室,上海 200444;3.上海大學材料科學與工程學院,上海 200444; 4.沈陽職業技術學院科技學院，遼寧 沈陽 110045)

大型鑄錠的凝固時間長，易產生心部縮孔疏松和宏觀偏析等缺陷，且隨著鑄錠尺寸的增大缺陷趨于嚴重。這些缺陷在后續的熱加工過程中難以消除[1- 2]，從而導致最終產品質量下降。

在過去的幾十年中，關于鑄錠宏觀偏析的理論研究已有一定進展[3- 5]。通過試驗分析[6- 8]和數值模擬[9- 10]相結合的方法，研究者對鑄錠中凝固宏觀偏析的產生進行了大量研究，普遍認為鑄錠凝固過程中產生的宏觀偏析為富集溶質液體在糊狀區相對移動所致。這種移動的驅動力源于凝固過程熱質對流、重力引起對流、固相收縮等。李殿中等[11]研究發現:夾雜物是引起熔體對流的主要因素，通過真空碳脫氧嚴格控制夾雜物含量，鑄錠中通道偏析程度明顯降低。桑寶光等[12]在鋼液澆注過程中加入特定成分的鋼球，使鑄錠中宏觀偏析減弱。沈厚發等[13]通過數值模擬研究了多包變成分合澆工藝對鑄錠偏析的影響。李軍等[14]提出的一種層狀鑄造工藝可在一定程度上減少鑄錠的宏觀偏析。本文采用了一種無機材料吸熱鑄造法，以提高鑄錠的組織均勻性，減少鑄錠的宏觀偏析。

1 試驗設計

為了模擬大型鋼模鑄錠心部凝固傳熱過程，采用砂模鑄造，即將砂模厚度等效為具有同樣熱阻的一定厚度鋼錠模和鑄錠坯殼，研究偏析等鑄造缺陷的變化規律。鑄模材料主要為石英砂(主要成分為Al2O3- SiO2)，經硅溶膠粘接而成。鋼錠尺寸為φ150 mm×220 mm，鑄模壁厚10 mm，外層石英砂厚度為40 mm。將液態金屬澆注到鋼錠模中時，鑄模受熱膨脹，鋼坯冷卻收縮，在鑄錠與鑄模之間產生氣體間隙層，使得界面換熱系數降低。

圖1為鑄錠傳熱等效示意圖，等效換算的依據是砂模和鋼模鑄錠心部凝固傳熱的綜合熱阻相同，即：

(1)

(2)

圖1 鑄錠傳熱等效示意圖Fig.1 Equivalent schematic diagram of ingot heat transfer

(3)

式中h1和h2分別為砂模和鋼模鑄錠心部凝固散熱的綜合傳熱系數。

表1為鑄錠及鑄模材料的導熱系數。由于式(1)～式(3)中的參數均為溫度的函數，因此僅考慮凝固前期溫度小幅度降低階段的情況。其中砂模鑄錠半徑r1=0.075 m，鋼鑄錠半徑r2待求；鑄錠與砂模換熱系數h鑄錠- 砂模=1 500 W/(m2·K)；砂模壁厚d1=0.05 m，鋼錠模壁厚d2=0.12 m；砂模與空氣換熱系數h砂模- 空氣=500 W/(m2·K)，鋼錠模與空氣換熱系數h鋼模- 空氣=800 W/(m2·K)。氣體間隙r氣=0.002 m[15]，間隙中氣體導熱系數h氣=0.058 8 W/(m·K)。

表1 鑄錠及鑄模材料的導熱系數[16]Table 1 Heat transfer coefficients of the ingot and mould materials[16] W/(m·K)

鑄錠與鑄模間的輻射換熱系數hr[17]:

(4)

式中：σ為Stefan- Boltzmann常數，為5.669 6×10-8W/(m2·K4)；F為幾何因子；T2與T1分別為鑄錠表面與鋼模內表面溫度。若鑄錠和鑄模表面的全輻射系數均取極值ε1=ε2=1，則最大輻射換熱系數hr- max=358.8 W/(m2·K)。

將以上數據代入式(3)得r2=0.21 m；同理，采用相同方法計算出豎直方向鋼模鑄錠的高度約為1.2 m。最終得出：φ0.15 m×0.22 m砂模鑄錠的凝固散熱效率相當于φ0.42 m×1.2 m鋼模鑄錠的凝固散熱效率，鋼錠質量約1 300 kg。

2 試驗材料和方法

鑄錠原材料為國內某鋼廠生產的GCr15軸承鋼，其化學成分如表2所示。澆注前將無機材料吸熱棒固定在鑄模中心，鑄模預熱至600 ℃待用。將25 kg軸承鋼棒料置于常壓感應爐中加熱熔化后，造渣、脫氧，最后澆注至砂模中，澆注溫度為1 510 ℃，鑄錠澆注示意圖如圖2所示。

表2 GCr15軸承鋼的化學成分(質量分數)Table 2 Chemical composition of the GCr15 bearing steel (mass fraction) %

圖2 鑄錠澆注示意圖Fig.2 Schematic diagram of ingot casting

無機材料吸熱主要包含兩個階段：(1)由初始溫度升至熔點階段；(2)熔化階段。通過比熱容及熔化潛熱數據計算出單位質量無機材料的吸收熱量Q1。以整個鑄錠為計算量，初步探究降低鋼液過熱度5 ℃，鋼液的被吸收熱量Q2。Q1=Q2，得出無機材料吸熱棒的具體施加量。在此基礎上制作了3種不同尺寸的無機材料吸熱棒作對比研究，分別為φ10 mm×130 mm(降低過熱度5 ℃)、φ15 mm×130 mm(降低過熱度10 ℃)、φ25 mm×130 mm(降低過熱度20 ℃)。圖3為制備的無機材料吸熱棒，試驗前將其密封于真空袋中，并預熱至150 ℃，保溫30 min左右。

圖3 無機材料吸熱棒Fig.3 Inorganic heat absorbing rod

待鋼錠完全冷卻后，將其置于箱式爐中加熱至680 ℃保溫12 h去應力退火。然后沿鑄錠軸向切取厚度為20 mm的薄片試樣(見圖4(a))，再經銑、磨等加工。采用體積分數為50%的鹽酸水溶液(70 ℃)對試樣進行腐蝕，并采用高清掃描儀進行拍照。在試樣心部及徑向1/2處取尺寸8 mm×8 mm×5 mm的試樣(見圖4(b))，經研磨、拋光后，采用75 ℃的飽和苦味酸溶液腐蝕65 s，然后利用DM6000M金相顯微鏡(OM)觀察枝晶形貌，并用ImageJ軟件測量枝晶間距。在鋼錠的另一半鉆屑取樣，取樣位置見圖4(c)，使用Leco CS844碳硫分析儀檢測樣屑的碳硫含量。

3 結果與分析

3.1 無機材料吸熱棒對凝固組織的影響

圖5為參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒的鑄錠局部區域宏觀組織。可見參比鑄錠中柱狀晶比例達80%。施加無機材料吸熱棒后，柱狀晶區縮小，且隨著吸熱棒直徑的增加，柱狀晶區逐漸縮小，等軸晶區逐漸增大。當施加吸熱棒直徑為10、15 mm時，柱狀晶長度分別為40和25 mm。當施加φ25 mm吸熱棒時，柱狀晶長度減小至15 mm左右，并且在柱狀晶前端形成了大范圍的細晶，細晶比例約73%。

圖6為參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒的鑄錠1/2半徑處(1/2r)枝晶形貌。可以看出，參比鑄錠1/2r處柱狀晶較為疏松，即二次枝晶間距較大，且二次枝晶干發生明顯粗化。與參比鑄錠相比，施加φ10 mm吸熱棒的鑄錠的二次枝晶間距明顯減小，二次枝晶干粗化程度減輕。施加φ15 mm吸熱棒的鑄錠1/2r處生成了致密的柱狀晶，二次枝晶間距進一步減小。施加φ20 mm吸熱棒的鑄錠1/2r處柱狀晶完全消失，生成了致密的細小等軸晶。

圖4 取樣位置示意圖Fig.4 Schematic diagrams of sampling positions

圖5 參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒的鑄錠宏觀組織Fig.5 Macrostructures of reference ingot and ingots of applying different diameters of inorganic heat absorbing rods

圖6 參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒的鑄錠1/2半徑處枝晶形貌Fig.6 Dendrite morphologies at the half radius below surface of reference ingot and ingots of applying different diameters of inorganic heat absorbing rods

圖7為參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒鑄錠心部的枝晶形貌。可以看出，參比鑄錠心部為粗大的等軸晶,并且二次枝晶臂明顯粗化，枝晶間彌散分布著一些細小縮孔，尺寸約300 μm。當施加φ10 mm無機材料吸熱棒時，枝晶間縮孔消失，枝晶粗化程度減輕即二次枝晶臂變細。當施加φ15 mm無機材料吸熱棒時，生成了較為致密的等軸晶，并堆積在一起扭曲變形；等軸晶的一次枝晶干發生偏轉，這是因為無機材料吸熱棒熔化上浮，促進了鋼液的熔體流動。當施加φ25 mm無機材料吸熱棒時，樹枝狀等軸晶消失，形成了細小、致密的球團狀等軸晶，部分區域等軸晶間存在細小縮孔。

圖7 參比鑄錠和施加不同直徑無機材料吸熱棒鑄錠心部的枝晶形貌Fig.7 Dendrite morphologies in the center of reference ingot and ingots of applying different diameters of inorganic heat absorbing rods

二次枝晶間距的統計結果如圖8所示。可以看出，施加無機材料吸熱棒的鑄錠1/2r處及心部的二次枝晶間距均減小；且隨著吸熱棒直徑的增加，二次枝晶間距的減小程度也逐漸增加。參比鑄錠的1/2r處和心部的二次枝晶間距分別為490和528 μm。施加φ10和φ15 mm無機材料吸熱棒的鑄錠心部的二次枝晶間距明顯小于1/2r處的，這表明施加無機材料吸熱棒后，鑄錠心部的冷速已明顯大于1/2r處。施加φ25 mm無機材料吸熱棒的鑄錠1/2r處和心部的二次枝晶間距分別為176和163 μm，這是因為生成了細小、致密的等軸晶所致。

圖8 鑄錠1/2半徑處和心部的二次枝晶間距Fig.8 Secondary dendritic arm spacing at the half radius below surface and in center of ingots

3.2 無機材料吸熱棒對鑄錠宏觀偏析的影響

圖9為鑄錠110 mm高度處的橫向碳/硫偏析指數。由圖9可知，施加無機材料吸熱棒后，鑄錠心部的宏觀偏析程度降低。參比鑄錠的兩側碳偏析較低，心部碳偏析較高，碳偏析指數為0.95～1.10。施加無機材料吸熱棒后，心部碳偏析程度降低。施加φ10、φ15及φ25 mm無機材料吸熱棒的鑄錠的碳偏析指數分別為0.95～1.06、0.95～1.03、0.97～1.04。參比鑄錠的硫偏析指數在為0.72～1.45，施加φ25 mm無機材料吸熱棒的鑄錠的硫偏析指數為0.76～1.21。

3.3 無機材料吸熱棒對鑄錠中夾雜物的影響

圖9 鋼錠110 mm高度處的橫向碳/硫偏析指數Fig.9 Transverse carbon/sulfur macro- segregation index at 110 mm height of ingot

為了探究施加無機材料吸熱棒是否會污染鋼液，進而額外引入夾雜物，對比了參比鑄錠與施加φ25 mm無機材料吸熱棒的鑄錠中Ca含量、夾雜物尺寸及數量。圖10為鑄錠心部Ca元素的XRF譜，可知施加無機材料吸熱棒的鑄錠中Ca含量并未增加。

圖10 鑄錠心部Ca元素的XRF譜Fig.10 XRF patterns of Ca element in ingot core

圖11為鑄錠心部夾雜物的種類及尺寸分布，掃描區域尺寸為5 mm×5 mm。由圖11可知，鑄錠中主要含有Al2O3、SiO2、CaO、MnO等夾雜物，MnO含量較高。參比鑄錠中尺寸≥20 μm的夾雜物數量較多，施加無機材料吸熱棒的鑄錠中大尺寸夾雜物數量明顯減少。

圖12為鑄錠心部夾雜物指數(注：夾雜物指數=夾雜物面積/掃描區域面積)及不同尺寸范圍的夾雜物數量。可見參比鑄錠心部的夾雜物指數為1.757%，施加無機材料吸熱棒鑄錠心部的夾雜物指數降至0.458%。參比鑄錠中不同尺寸范圍的夾雜物數量分布較為均勻，其中尺寸≥20 μm的夾雜物數量達到456個；施加無機材料吸熱棒后，隨著夾雜物尺寸范圍的增加，夾雜物數量呈遞減的趨勢，尺寸≥20 μm的夾雜物數量降至150個。

無機材料吸熱棒的主要成分為鋼液精煉渣，具有提高鋼液流動性、促使渣/金分離以及降低難熔物質熔點等作用。本文將無機材料精煉渣制成圓棒狀，將其浸沒在鋼液中增大與鋼液的接觸面積，精煉渣中的Ca元素可將鋼液中以Al2O3為主的固體夾雜物中的Al被部分置換出來，轉變為低熔點、在鋼液中呈液態的鈣鋁酸鹽[18]，在無機材料上浮過程中起去除夾雜物的作用。可見，無機材料吸熱棒具有去除夾雜物、凈化鋼液的作用。

圖11 鑄錠心部夾雜物的種類及尺寸分布Fig.11 Types and scale distributions of inclusions in ingot core

圖12 鑄錠心部夾雜物指數及不同尺寸范圍的夾雜物數量Fig.12 Inclusion index and amounts of inclusions of different sizes in ingot core

3.4 無機材料吸熱棒對溫度場影響的數值模擬

應用ProCAST商業軟件對鋼錠凝固過程中溫度場進行模擬，模擬的初始及邊界條件如下：

(1)初始條件：鋼液澆注溫度1 510 ℃，鑄模初始溫度600 ℃，無機材料吸熱棒的初始溫度為25 ℃；忽略液態金屬的澆注時間。

(2)邊界條件：液態金屬與鑄模間的換熱系數h=1 500 W/(m2·K)，液態金屬與無機材料吸熱棒間的換熱系數h=1 000 W/(m2·K)。鑄模與外界空氣的換熱系數h=500 W/(m2·K)。由于液態金屬上部為發熱覆蓋劑保溫層，其與外界空氣換熱系數h=20 W/(m2·K)。

圖13為鑄模及鑄錠網格劃分圖。采用ProCAST有限元網格劃分方法，自動生成四面體網格。鑄模表面網格尺寸10 mm，鑄錠及無機材料吸熱棒網格尺寸3 mm，吸熱棒直徑25 mm。圖14為模擬得到的無機材料吸熱棒下端處鋼液溫度隨時間的變化。施加無機材料吸熱棒后， 鑄錠心部

圖13 鑄模及鑄錠網格劃分Fig.13 Grid drawing of mold and ingot

鋼液溫度瞬間降低至1 400 ℃左右，隨后又逐漸升高，350 s后溫度變化趨勢與參比鑄錠相同。鑄錠凝固后期的冷速大致相同，但是施加無機材料吸熱棒鑄錠與參比鑄錠之間始終有一溫差，約20 ℃，這與降低過熱度20 ℃大致相同。

模擬結果表明：施加無機材料吸熱棒的鑄錠心部溫降加快。自然冷卻凝固條件下鋼錠由內向外散熱，如圖15所示，表面溫降最快，心部溫降最慢，從而在鑄錠中產生溫度梯度，即鑄錠的傳統凝固散熱模式。澆注300 s時鑄錠心部溫度依然高于液相線溫度1 460 ℃，說明仍未完全凝固，澆注340 s后心部溫度才低于液相線溫度。然而施加無機材料吸熱棒后，澆注300 s時鑄錠心部溫度已降至1 460 ℃以下，說明鑄錠已經完全凝固，見圖16(d)。鑄錠的完全凝固時間縮短了40 s。

圖14 無機材料吸熱棒下端處鋼液溫度變化Fig.14 Variation of temperature of molten steel at the lower end of the inorganic heat absorbing rod with time

圖15 自然凝固鑄錠澆注不同時刻的溫度場Fig.15 Temperature fields in naturally solidified ingots at different pouring times

圖16 施加無機材料吸熱棒鑄錠澆注不同時刻的溫度場Fig.16 Temperature fields in ingot of applying inorganic heat absorbing rod at different pouring times

由圖16(a、b)可知，澆注10 s時，無機材料吸熱棒周圍溫度驟降到1 420 ℃左右，使鑄錠心部產生一個相對低溫區。隨著凝固傳熱的進行，中間層的高溫區同時向心部和表面傳熱。澆注60 s時，心部又升溫到1 450 ℃，見圖16(b)。澆注100 s時，心部相對低溫區消失，見圖16(c)。

4 結論

(1)提出了一種解決大型鑄錠凝固時間長、組織粗大以及偏析嚴重等問題的方法。成功制備出一種加快鑄錠凝固的無機材料吸熱棒，并可根據鑄錠尺寸合理設計相應尺寸的無機材料吸熱棒。

(2)鋼錠質量25 kg，尺寸φ150 mm×230 mm，無機材料吸熱棒尺寸為φ25 mm×130 mm時，鋼錠完全凝固時間由340 s縮短至300 s。

(3)吸熱棒尺寸為φ25 mm×130 mm時，鑄錠中等軸晶比例從20%提高到73%；鑄錠1/2r處二次枝晶間距從490 μm減小至176 μm，心部二次枝晶間距從528 μm減小至163 μm；鑄錠碳偏析指數范圍從0.94～1.1變為0.97～1.05，硫偏析指數范圍從0.72～1.45變為0.76～1.21。

(4)無機材料吸熱棒具有去除夾雜物、凈化鋼液的作用；相比參比鑄錠，施加無機材料吸熱棒鑄錠心部的夾雜物指數從1.757%減小至0.458%，且鑄錠中大尺寸夾雜物數量顯著減小。