抽錠電渣重熔大截面高速鋼過程的碳化物偏析控制

李萬明，姜周華，臧喜民，鄧鑫，邵青立，謝志彬

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抽錠電渣重熔大截面高速鋼過程的碳化物偏析控制

李萬明1, 2，姜周華1，臧喜民1，鄧鑫1，邵青立2，謝志彬2

(1. 遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，遼寧鞍山，114051；2. 河冶科技股份有限公司，河北石家莊，050000)

采用抽錠式雙極串聯(lián)電渣重熔工藝并對(duì)抽出結(jié)晶器的鋼錠進(jìn)行二次氣霧冷卻的方法實(shí)現(xiàn)高速鋼的快速凝固，以期實(shí)現(xiàn)對(duì)大截面高速鋼碳化物偏析的控制；通過鎢粉檢測熔池結(jié)構(gòu)、評(píng)估高速鋼碳化物質(zhì)量等手段研究該工藝對(duì)碳化物偏析的改善效果；通過數(shù)值模擬分析二次氣霧冷卻對(duì)電渣重熔過程溫度場的影響。研究結(jié)果表明：雙極串聯(lián)式抽錠電渣二次氣霧冷卻方法可以明顯降低電渣重熔過程的熔池深度，減小金屬熔池的結(jié)晶角；有效地減小高速鋼碳化物的不均勻度和碳化物顆粒度，在相同鍛壓工藝條件下的碳化物合格率明顯提高。

高速鋼；碳化物；偏析；熔池結(jié)構(gòu)；電渣重熔

高速鋼是高碳高合金萊氏體鋼，具有硬度高、紅硬性好、耐熱耐磨等特點(diǎn)，主要用于制作各種切削工具、高載荷模具等。隨著大型裝備制造業(yè)的迅速發(fā)展，對(duì)高速鋼的尺寸規(guī)格和性能要求不斷提高[1]。然而，高速鋼的高碳高合金的成分特點(diǎn)使其容易發(fā)生碳化物偏析，而且鋼錠截面越大碳化物偏析越嚴(yán)重[2?3]，嚴(yán)重影響了高速鋼的加工性能和使用性能[4]。目前我國生產(chǎn)的M2高速鋼鋼錠最大直徑只能達(dá)到500 mm[5]，M42高速鋼鋼錠的最大直徑只能達(dá)到350 mm，這使得高速鋼產(chǎn)品的鍛壓比受到鑄錠截面尺寸的限制，質(zhì)量難以達(dá)到要求。國內(nèi)外冶金學(xué)者通過加孕育劑或微合金化元素[6?8]、機(jī)械或電磁攪拌[9?11]、扁錠鑄造等方式調(diào)控高速鋼凝固過程的碳化物尺寸、分布等特征，這些方法對(duì)較小截面鋼錠的偏析控制有一定效果，但對(duì)大截面鋼錠心部碳化物的改善效果有限。電渣重熔方法是生產(chǎn)高品質(zhì)高速鋼的主要方法，電渣重熔過程的熔池結(jié)構(gòu)(熔池形狀和深度)與碳化物偏析關(guān)系密切，研究表明淺平形熔池能夠縮短高速鋼的局部凝固時(shí)間并減小碳化物偏析[12]。傳統(tǒng)的結(jié)晶器固定式電渣重熔過程通常采用降低電極熔速的方法來控制金屬熔池的深度[13]，但單純依靠降低熔速的熔池結(jié)構(gòu)調(diào)控方法會(huì)使電渣錠的表面質(zhì)量和內(nèi)部質(zhì)量互相矛盾[14]，而且熔速與局部凝固時(shí)間并不是呈單一線性關(guān)系，當(dāng)熔速降低到臨界值后，局部凝固時(shí)間反而隨熔速降低而增大[15]，因此，傳統(tǒng)的結(jié)晶器固定式電渣重熔的工藝模式限制了其控制高速鋼碳化物偏析的能力。為優(yōu)化電渣重熔過程的熔池結(jié)構(gòu)和改善高速鋼的碳化物特征，采用抽錠式雙極串聯(lián)電渣重熔并對(duì)抽出結(jié)晶器的鋼錠進(jìn)行二次氣霧冷卻的方法。本文作者對(duì)在雙極串聯(lián)抽錠電渣重熔過程中增加二次氣霧冷卻對(duì)液態(tài)金屬熔池結(jié)構(gòu)和高速鋼碳化物特征的影響規(guī)律進(jìn)行研究。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)采用M42高速鋼，其化學(xué)成分如表1所示。為了研究雙極串聯(lián)抽錠式電渣重熔過程中增加二次氣霧冷卻對(duì)高速鋼凝固過程的碳化物偏析的影響，采用2種電渣重熔工藝，一種是雙極串聯(lián)結(jié)晶器固定式電渣重熔(electroslag remelting，縮寫為ESR)，其原理圖如圖1所示；另一種是帶二次氣霧冷卻的雙極串聯(lián)抽錠式電渣重熔(electroslag remelting withdrawal with secondary aerosol cooling，縮寫為ESRW-SAC)，其原理圖如圖2所示。2種工藝的主要區(qū)別在于ESRW-SAC法采用抽錠電渣重熔方法，并在距離結(jié)晶器下沿 50 mm位置采用12個(gè)噴嘴進(jìn)行周向全覆蓋的氣霧冷卻噴水，帶寬為80 mm，水量為0.15 m3/h，抽出結(jié)晶器150 mm時(shí)開始噴水，補(bǔ)縮時(shí)停止噴水。通過調(diào)整輸入電壓、電流等工藝參數(shù)使2種工藝的電極熔速接近，2種工藝在正常重熔期的過程工藝參數(shù)如表2所示，通過調(diào)整工藝使雙極串聯(lián)抽錠電渣重熔工藝的熔速為5.15 kg/min，而雙極串聯(lián)固定式電渣重熔工藝的熔速為5.11 kg/min，2種方法條件下的熔速接近。2種工藝所使用的渣系均采用50%CaF2-25%CaO- 25%Al2O3渣系。

表1 M42高速鋼的主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

表2 ESR-SAC法與ESR法冶煉M42高速鋼的工藝參數(shù)

1—電極；2—結(jié)晶器；3—渣池；4—金屬熔池；5—渣皮；6—鋼錠；7—底水箱；8—熔滴；9—短網(wǎng)；10—變壓器。

1—電極；2—結(jié)晶器；3—渣池；4—金屬熔池；5—渣皮；6—鋼錠；7—引錠裝置；8—熔滴；9—短網(wǎng)；10—變壓器；11—二次所霧冷卻裝置。

在電渣重熔過程的正常重熔期即將結(jié)束時(shí)加入鎢粉，重熔結(jié)束后將電渣錠在1 183 K溫度下退火10 h后，經(jīng)過剖錠、鋸切、磨制和酸洗得到電渣重熔過程的熔池結(jié)構(gòu)。定義為鋼錠的直徑，測定/2處的金屬熔池深度和/4處的結(jié)晶角度(固相線上某點(diǎn)的切線與水平方向的夾角)。將2種工藝條件下的電渣錠采用相同的鍛軋工藝進(jìn)行開坯和軋制后，對(duì)熱加工后的高速鋼材經(jīng)制樣、磨樣，用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸?酒精溶液腐蝕后對(duì)高速鋼試樣進(jìn)行掃描電鏡觀測，研究其1/4處的碳化物不均勻度和顆粒粒度，并對(duì)試樣碳化物顆粒度的合格率進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 液態(tài)金屬的熔池結(jié)構(gòu)

用2種不同的電渣重熔工藝方法冶煉M42高速鋼時(shí)的液態(tài)金屬熔池結(jié)構(gòu)如圖3和圖4所示，熔池結(jié)構(gòu)的檢測結(jié)果如表3所示。由表3可見：與雙極串聯(lián)固定式電渣重熔M42高速鋼的過程相比，ESR-SAC方法的熔池深度降低了19 mm，比固定式電渣重熔過程降低了16.5%，這說明ESR-SAC法能夠顯著降低電渣重熔過程中的熔池深度。另外，由于熔池深度降低，鋼錠/4處固相線附近的結(jié)晶角減小了6.5%，這說明該方法能夠明顯改變高速鋼凝固過程中的枝晶生長方向。

圖3 固定式電渣重熔φ360 mm M42時(shí)的熔池結(jié)構(gòu)

圖4 ESR-SAC法重熔φ360 mm M42時(shí)的熔池結(jié)構(gòu)

表3 ESR-SAC法與ESR法冶煉M42高速鋼的熔池結(jié)構(gòu)尺寸

Table 3 Molten bath structure size in process of remelting M42 using ESR-SAC and ESR

雙極串聯(lián)工藝有利于減小熔池深度，這是因?yàn)殡p極串聯(lián)技術(shù)使得渣池的發(fā)熱區(qū)主要集中在2個(gè)電極的導(dǎo)電端頭之間，這改變了傳統(tǒng)電渣重熔的熱場分布，使渣池發(fā)溫區(qū)與渣?金界面的距離更大，這樣就打破了單極固定式電渣重熔過程中電極熔化速度和金屬熔池深度的正比關(guān)系，使其各自相對(duì)獨(dú)立，熔化速度比傳統(tǒng)電渣重熔工藝提高3~5倍的情況下，凝固組織仍然能夠達(dá)到傳統(tǒng)電渣錠的質(zhì)量[16]。同時(shí)，ESR-SAC過程中鑄錠自結(jié)晶器中不斷抽出，這為增加二次氣霧冷卻裝置提高鋼錠的冷卻速度提供了可行性。從圖3和圖4中熔池結(jié)構(gòu)的檢測結(jié)果可以看出，二次氣霧冷卻裝置的加入能夠使熔池深度明顯變淺。

2.2 二次氣霧冷卻對(duì)電渣重熔過程溫度場影響的數(shù)值模擬

由于熔池內(nèi)的鋼水的溫度和速度等參數(shù)很難測定，國內(nèi)外學(xué)者普遍采用數(shù)學(xué)模型和數(shù)值模擬的方法研究電渣重熔過程中的基本規(guī)律。為了分析二次氣霧冷卻對(duì)電渣重熔過程熔池結(jié)構(gòu)的影響，對(duì)雙極串聯(lián)抽錠電渣重熔過程在有無加載二次氣霧冷卻時(shí)的溫度場分別進(jìn)行了數(shù)值模擬。模擬過程中采用的渣系的熱物性參數(shù)如表4所示，鋼的物性參數(shù)通過Jmatpro軟件計(jì)算得出，如表5所示。模擬采用的控制方程與文獻(xiàn)[17]中的一致。不同傳熱形式條件下的數(shù)值模擬采用的傳熱邊界條件如表6所示，其中鋼錠與結(jié)晶器的交界面的界面換熱系數(shù)為(0.62?197) W/(m2·K)，為鋼錠表面的熱力學(xué)溫度，單位為K；對(duì)于抽出結(jié)晶器的鋼錠，在不加二次氣霧冷卻時(shí)為空氣自然冷卻，其界面換熱系數(shù)為6 W/(m2·K)，而加二次氣霧冷卻時(shí)在二次氣霧冷卻段的界面換熱系數(shù)為1 293 W/(m2·K)，二次氣霧冷卻段下面的鋼錠是空氣自然冷卻條件。

圖5(a)和圖5(b)所示分別為無二次氣霧冷卻時(shí)和有氣霧冷卻時(shí)電渣重熔過程的鋼錠溫度場分布。從圖5可以看出：在抽錠電渣重熔過程中增加二次氣霧冷卻使結(jié)晶器下方的鋼錠位置形成一個(gè)恒定的低溫區(qū)，明顯改變了電渣重熔過程的溫度場分布，整個(gè)熔池的溫度明顯降低，熔池低溫區(qū)上移。

表4 CaF250%+Al2O325%+CaO25%渣系的物性參數(shù)

表5 M42高速鋼鋼種的物性參數(shù)

表6 不同傳熱形式條件下的傳熱邊界條件

2.3 碳化物不均勻度和顆粒度

M42高速鋼的使用量逐年遞增，但在生產(chǎn)和使用中發(fā)現(xiàn)該鋼存在韌性較差、在熱加工時(shí)易裂、成材率較低、使用時(shí)易脆斷崩刃和使用壽命較低等問題，研究[18]表明這些問題與碳化物尺寸和分布有重要關(guān)系。為研究抽錠電渣二次氣霧冷卻對(duì)碳化物特征的影響，對(duì)2種不同工藝條件下重熔得到的直徑為360 mm電渣錠經(jīng)相同的加工工藝鍛壓成圓材，對(duì)圓材/4位置處的高速鋼碳化物不均勻度、顆粒粒度進(jìn)行觀察，并對(duì)不同鍛比得到的鍛材的碳化物顆粒度合格率進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

圖6所示為360 mm的M42高速鋼電渣錠經(jīng)鍛軋加工為82 mm的圓材時(shí)1/4處的碳化物分布和形貌。由圖6可見：與ESR工藝相比，ESRW-SAC工藝得到的鋼材的大角塊狀碳化物明顯減少，碳化物不均勻度較小，碳化物顆粒更加細(xì)小彌散。

對(duì)2種工藝條件下冶煉的電渣錠鍛壓而成的不同規(guī)格鋼材的碳化物顆粒度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如表7所示。從表7可以看出：與ESR工藝相比，ESRW-SAC工藝得到的鋼材的碳化物粒度更加小，碳化物顆粒度的合格率明顯提高。

(a) 不加二次氣霧冷卻；(b) 加二次氣霧冷卻

(a) ESR工藝；(b) ESRW-SAC工藝

表7 2種工藝重熔M42鋼錠生產(chǎn)鍛軋材的碳化物顆粒粒度統(tǒng)計(jì)結(jié)果

BOCALLINI等[19]的研究表明增大高速鋼的冷卻速度可以促進(jìn)包晶反應(yīng)+→的進(jìn)行，使鐵素體迅速被奧氏體完全包裹，降低元素的擴(kuò)散速度，抑制成分偏析。FLEMINGS等[20?21]指出，局部凝固時(shí)間是合金在固液兩相區(qū)的停留時(shí)間，它決定著合金及其碳化物的偏析程度，局部凝固時(shí)間與兩相區(qū)寬度、局部凝固速度、二次枝晶間距等的關(guān)系為：

(2)

(3)

式中：LS為局部凝固時(shí)間，s；為固液兩相區(qū)距離，mm；r為局部凝固速度，mm/s，為液相溫度梯度，K/mm；c為局部冷卻速度，K/s；為二次枝晶間距，mm；1，2，和為與材料屬性有關(guān)的常數(shù)。

電渣重熔過程中局部凝固時(shí)間與冷卻速率的關(guān)系如圖7所示，圖7中夾角為結(jié)晶角。從式(1)~(3)和圖7可以看出：局部凝固時(shí)間受到固液兩相區(qū)寬度、局部凝固速度、液相溫度梯度等因素的共同制約，通過減小固?液兩相區(qū)寬度、增大局部凝固時(shí)間和液相溫度梯度均可以減小局部凝固時(shí)間從而抑制碳化物偏析。本研究采用在抽錠電渣重熔過程中增加二次氣霧冷卻的方法，在改變鋼錠溫度場分布的同時(shí)使鑄錠心部的液?固兩相區(qū)寬度減小，并通過減小結(jié)晶角提高了鋼水的局部凝固速度，二者均可以減小高速鋼的局部凝固時(shí)間，因此能夠有效的抑制碳化物偏析，改善高速鋼的碳化物特征。

圖7 電渣重熔過程中的局部凝固時(shí)間與冷卻速率的關(guān)系

3 結(jié)論

1) 抽錠電渣二次氣霧冷卻工藝使結(jié)晶器下方鋼錠位置處形成一個(gè)恒定的低溫區(qū)，改變了電渣重熔過程的溫度場分布，整個(gè)熔池的溫度明顯降低，熔池低溫區(qū)上移，使電渣重熔過程的熔池深度降低，減小了高速鋼凝固過程的結(jié)晶角。

2) 抽錠電渣二次氣霧冷卻工藝能夠降低M42高速鋼鋼材的碳化物不均勻度，并減小其碳化物顆粒粒度。在相同鍛壓工藝條件下，該工藝冶煉的高速鋼錠制備的產(chǎn)品碳化物顆粒度合格率明顯提高。

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(編輯 楊幼平)

Carbide segregation control in electro-slag remelting withdrawal process of large cross-section high-speed steels

LI Wanming1, 2, JIANG Zhouhua1, ZANG Ximin1, DENG Xin1, SHAO Qingli2, XIE Zhibin2

(1. School of Materials and Metallurgy, University of Science and Technology Liaoning, Anshan 114051, China; 2. HEYE Special Steel Co. Ltd, Shijiazhuang 050000, China)

Electroslag remelting (ESR) was a predominant method for smelting high-quality high-speed steels, but the molten bath structure of conventional stationary-mould ESR restricts its ability to control carbide segregation. In order to control carbides segregation of large cross section high-speed steels, secondary aerosol cooling was adopted in the electroslag remelting withdrawal process to make the high-speed steel rapid solidification. Molten pool structure of ESR process was obtained by tungsten powder detection and high speed steel carbide quality was evaluated, which can verify the effect of the process. Effect of secondary aerosol cooling on the temperature field of ESR process was analyzed through numerical simulation. The results show that electroslag remelting withdrawal with secondary aerosol cooling technology can significantly decrease the depth of molten bath, reduce the crystallization angle of the metal molten pool, effectively reduce the high speed steel carbide uneven and carbide particles degrees, and carbide qualified rate increases significantly in the same forging process.

high-speed steels; carbides; segregation; molten structure; electroslag remelting

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.07.002

TF744

A

1672?7207(2017)07?1697?07

2016?10?18；

2017?01?09

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51474126，U1560203，51604149，51674140) (Projects(51474126, U1560203, 51604149, 51674140) supported by the National Natural Science Foundation of China)

姜周華，博士，教授，從事電渣重熔工藝?yán)碚撗芯?；E-mail: jiangzh@smm.neu.edu.cn