彈簧鋼小方坯成分偏析改善實(shí)踐

周　力　左龍飛　馬建超　許正周

(1.淮鋼特鋼股份有限公司，江蘇淮安　223002；2.江蘇省(沙鋼)鋼鐵研究院，江蘇蘇州　215625)

彈簧鋼廣泛應(yīng)用于鐵路、汽車等交通運(yùn)輸領(lǐng)域。因彈簧長(zhǎng)期在沖擊、振動(dòng)及交變應(yīng)力下使用，要求彈簧鋼有高的力學(xué)性能(特別是彈性極限、強(qiáng)度極限、屈強(qiáng)比)、抗彈減性能、抗疲勞性能。但是在彈簧的加工和使用過程中，彈簧發(fā)生斷裂時(shí)有發(fā)生。彈簧鋼芯部力學(xué)性能較差是造成彈簧發(fā)生斷裂的原因之一，而造成彈簧鋼芯部性能較差的主要原因是化學(xué)元素的偏析[1]。冶金工作者針對(duì)偏析對(duì)彈簧鋼性能的影響開展了研究。張玉權(quán)[2]在70Si3MnA彈簧鋼中發(fā)現(xiàn)了合金鐵素體，并發(fā)現(xiàn)改變熱處理工藝并不能改變合金鐵素體的形態(tài)，認(rèn)為合金鐵素體是彈簧鋼中Si、Mn、P等元素的偏析導(dǎo)致的，合金鐵素體的存在導(dǎo)致彈簧鋼剪切模量和沖擊值降低。黃貞益等[3]研究了連鑄坯偏析在熱軋盤條中的組織遺傳性，發(fā)現(xiàn)偏析帶組織為非索氏體，其強(qiáng)度高、塑性差，在軋制過程中易導(dǎo)致微裂紋和孔洞產(chǎn)生。而孟耀青[4]、邢獻(xiàn)強(qiáng)等[5]的研究均表明，彈簧鋼線材的中心偏析將導(dǎo)致其抗拉強(qiáng)度及斷面收縮率降低?？傊?，軋材偏析將對(duì)彈簧鋼的力學(xué)性能產(chǎn)生重要影響，而降低連鑄坯偏析是改善軋材偏析的必要途徑。

目前改善連鑄坯偏析的主要方法有低過熱度澆注技術(shù)、電磁攪拌技術(shù)以及輕壓下技術(shù)等。大量研究及生產(chǎn)實(shí)踐表明：凝固末端電磁攪拌是改善小方坯中心偏析的最為有效的方法[6- 9]。但為使末端電磁攪拌發(fā)揮最佳效果，一般要求末端電磁攪拌位置處固相率fs為0.1～0.2或凝固率為0.7～0.8，因此必須通過調(diào)整拉速、比水量、過熱度等連鑄參數(shù)滿足上述要求。

國內(nèi)某鋼廠生產(chǎn)彈簧鋼棒材時(shí)頻發(fā)顯微組織異常的問題，分析認(rèn)為是由偏析導(dǎo)致的。為了改善彈簧鋼小方坯的偏析，利用傳熱數(shù)學(xué)模型、熱酸腐蝕及碳硫分析等方法，研究了拉速、比水量、過熱度及末端電磁攪拌參數(shù)等對(duì)連鑄坯凝固組織及化學(xué)成分偏析的影響，確定了生產(chǎn)彈簧鋼小方坯的最優(yōu)生產(chǎn)工藝。

1　試驗(yàn)及分析方法

1.1　 工藝參數(shù)對(duì)鑄坯凝固的影響

建立了凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，并用差分法對(duì)數(shù)學(xué)模型控制方程進(jìn)行了離散，用交替隱格式法(ADI法)求解差分方程，求解通過C++語言編程實(shí)現(xiàn)。給定斷面、鋼種、拉速、比水量分布及過熱度等工藝參數(shù)，即可通過計(jì)算獲得鑄坯凝固終點(diǎn)、坯殼厚度及表面溫度等信息。

利用傳熱數(shù)學(xué)模型研究了拉速、比水量、過熱度等工藝參數(shù)對(duì)鑄坯凝固的影響，結(jié)果如圖1所示。由圖1可知，拉速增加0.1 m/min，鑄流凝固終點(diǎn)后移約0.79 m，電磁攪拌位置處凝固坯殼厚度減少約2.6 mm；比水量增加0.1 L/kg，鑄流凝固終點(diǎn)提前約0.42 m，電磁攪拌位置處凝固坯殼厚度增加約1.7 mm；過熱度提高10 ℃，鑄流凝固終點(diǎn)后移約0.27 m，電磁攪拌位置處凝固坯殼厚度減少約1.1 mm。

結(jié)合各工藝參數(shù)實(shí)際可調(diào)整范圍情況，各工藝參數(shù)對(duì)鑄坯凝固影響程度為：拉速>比水量>過熱度。因此，設(shè)計(jì)優(yōu)化試驗(yàn)方案時(shí)，首先通過調(diào)整拉速及比水量?jī)?yōu)化電磁攪拌位置處液芯厚度，再研究末端電磁攪拌強(qiáng)度對(duì)鑄坯成分偏析的影響。

圖1　拉速(a)、比水量(b)和過熱度(c)對(duì)鑄坯凝固的影響Fig.1　Influence of casting speed(a), specific water flow(b), and superheat(c) on solidification of billet

1.2　 試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)1～4研究了不同拉速及比水量對(duì)末端電磁攪拌效果及鑄坯成分偏析的影響，試驗(yàn)5～8則根據(jù)試驗(yàn)1～4的結(jié)果對(duì)過熱度、拉速及電磁攪拌參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化試驗(yàn)。

表1　試驗(yàn)參數(shù)Table 1　Parameters of the experiment

1.3　試樣加工及分析方法

隨機(jī)選擇2～3流截取長(zhǎng)300 mm的鑄坯各1塊，切掉端部長(zhǎng)50 mm火焰切割影響區(qū)后，如圖2(a)所示截取厚度為15 mm的橫斷面試樣1塊，沿鑄坯中心截取厚度為15 mm的縱斷面低倍樣1塊。低倍試樣經(jīng)銑平、磨平加工后，利用鹽酸∶水為1∶1的熱酸進(jìn)行腐蝕，用于觀察鑄坯低倍組織。

觀察完低倍組織后，按照?qǐng)D2(b)所示沿鑄坯對(duì)角線進(jìn)行鉆屑取樣，中心5個(gè)樣品間距為10 mm，其余樣品間距為15 mm。利用LECO SC- 144DR碳硫分析儀分析鋼屑樣碳硫含量，其分析方法為紅外吸收法。利用式(1)計(jì)算各位置處偏析度，因碳、硫等元素偏析趨勢(shì)一致，本文僅給出碳偏析度。

(1)

式中：Ri為K元素在i位置的偏析度，Ki為i位置的元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)(%)，n為該鑄坯所有鋼屑試樣的個(gè)數(shù)(文中為15)。

圖2　低倍試樣(a)及鋼屑試樣(b)取樣位置示意圖Fig.2　Schematic diagram of sampling position of macrostructure sample (a) and steel scrap (b) for carbon analysis

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1　鑄坯低倍組織

圖3(a)～3(h)分別為試驗(yàn)1～8的鑄坯橫斷面低倍組織?？梢园l(fā)現(xiàn)：試驗(yàn)2及試驗(yàn)3鑄坯中心縮孔較為嚴(yán)重；試驗(yàn)2及試驗(yàn)4在鑄坯橫斷面上存在輕微的白亮帶；試驗(yàn)5鑄坯中心縮孔有所改善，而試驗(yàn)6～8參數(shù)下鑄坯中心縮孔明顯改善。

圖3　鑄坯橫斷面低倍組織Fig.3　Macrographs of cross section in the casting billet

鑄坯縱斷面低倍組織如圖4所示，圖4(a)～4(h)分別對(duì)應(yīng)試驗(yàn)1～8。觀察鑄坯縱斷面低倍組織，可以發(fā)現(xiàn)：鑄坯中心縮孔的情況與鑄坯橫斷面的結(jié)論一致，特別是試驗(yàn)3工藝參數(shù)下，鑄坯中心存在連續(xù)縮孔，極為嚴(yán)重。此外，試驗(yàn)1、2及4工藝參數(shù)下，在鑄坯中均發(fā)現(xiàn)了嚴(yán)重的V型偏析，而其余工藝參數(shù)下，V型偏析相對(duì)較輕。

2.2　鑄坯斷面化學(xué)成分分布

圖5(a)～5(h)分別為試驗(yàn)1～8工藝參數(shù)下，鑄坯橫斷面上各位置(圖中位置表示距鑄坯中心的垂直距離)處的碳偏析度分布情況，可以發(fā)現(xiàn)：試驗(yàn)1中鑄坯由邊部至距中心約2.0 cm范圍內(nèi)，碳含量逐漸增加，為負(fù)偏析區(qū)域，并在鑄坯中心形成了中心正偏析；而試驗(yàn)2及試驗(yàn)4中鑄坯均在距中心約3.0 cm附近發(fā)生碳含量下降，形成較寬的負(fù)偏析區(qū)域，中心正偏析度亦相對(duì)較高；而試驗(yàn)3及試驗(yàn)5～8，鑄坯斷面成分分布相對(duì)較為均勻，但相互間存在一定差別，這與各組試驗(yàn)中工藝參數(shù)的差別相關(guān)，將在后文做詳細(xì)分析。

圖5　鑄坯斷面上各位置偏析度Fig.5　Segregation degree at different positions on the billet cross section

2.3　拉速對(duì)鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的影響

對(duì)比分析試驗(yàn)1、2及4中鑄坯的低倍組織及化學(xué)成分分布可以發(fā)現(xiàn)：拉速為1.8 m/min時(shí)，鑄坯中心縮孔較為輕微，而鑄坯中碳含量沿著柱狀晶生長(zhǎng)的方向逐漸增加，僅在鑄坯中心附近形成負(fù)偏析區(qū)域，其原因是末端電磁攪拌位置處液芯較少，末端電磁攪拌未發(fā)生作用，但低拉速有利于凝固末期的補(bǔ)縮，中心縮孔并不嚴(yán)重；而拉速為2.0、2.2 m/min時(shí)，鑄坯橫斷面上均發(fā)現(xiàn)了白亮帶，且拉速為2.2 m/min時(shí)白亮帶位置較拉速為2.0 m/min時(shí)更為靠外，其原因是拉速為2.2 m/min時(shí)液芯厚度更大。

綜上所述，拉速是影響鑄流凝固終點(diǎn)，特別是末端電磁攪拌位置處液芯厚度的最主要的因素，而合適的液芯厚度對(duì)于有效發(fā)揮末端電磁攪拌作用極為重要。對(duì)于本文中鑄機(jī)，拉速控制在2.0 m/min左右，有利于末端電磁攪拌發(fā)揮良好作用。

2.4　比水量對(duì)鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的影響

比水量對(duì)鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的影響主要體現(xiàn)在兩方面。(1)影響F- EMS位置處液芯厚度，從而改變F- EMS作用效果。對(duì)比試驗(yàn)2與試驗(yàn)3可知，比水量由0.31 L/kg增加至0.45 L/kg，鑄坯白亮帶消失，且鑄坯中心附近區(qū)域的負(fù)偏析也得以明顯改善。(2)如圖6所示，比水量由0.31 L/kg增加至0.45 L/kg時(shí)，鑄坯距表面40 mm范圍內(nèi)的碳含量極差由約0.035%降低至0.01%～0.029%。

2.5　過熱度對(duì)鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的影響

試驗(yàn)3與試驗(yàn)5中拉速、比水量及末端電磁攪拌參數(shù)均相同，僅過熱度存在差別：試驗(yàn)3過熱度為36 ℃，而試驗(yàn)5過熱度為23 ℃。對(duì)比兩組試驗(yàn)的低倍組織，顯然，低過熱度澆注可有效改善鑄坯中心縮孔；但過熱度過低時(shí)，在該拉速及比水量條件下，F(xiàn)- EMS位置處液芯鋼液黏度進(jìn)一步增大，不利于末端電磁攪拌發(fā)揮作用，鑄坯中心正偏析出現(xiàn)波動(dòng)，最大值達(dá)1.30。

圖6　距表面40 mm范圍內(nèi)的碳極差Fig.6　Carbon pole difference in area ranging from the surface to depth of 40 mm

2.6　電磁攪拌參數(shù)對(duì)鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的影響

基于拉速為2.0 m/min、比水量為0.45 L/kg的工藝參數(shù)下，鑄坯中心縮孔嚴(yán)重且過熱度變化適應(yīng)性較差，在拉速為2.1 m/min、比水量保持0.45 L/kg的條件下研究了電磁攪拌參數(shù)對(duì)鑄坯中心質(zhì)量的影響。

對(duì)比試驗(yàn)6～8與試驗(yàn)3中鑄坯的低倍組織可以發(fā)現(xiàn)，略微提高拉速、增加電磁攪拌位置處液芯流動(dòng)性后，鑄坯中心縮孔得以明顯改善。試驗(yàn)6～8中末端電磁攪拌電流分別為350、400、450 A，觀察不同攪拌電流下鑄坯的斷面成分分布可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)攪拌電流為350 A時(shí)，僅在距鑄坯中心0.7 cm位置處發(fā)現(xiàn)嚴(yán)重負(fù)偏析，表明電磁攪拌并未能有效均勻凝固末期液芯成分；而當(dāng)攪拌電流為400、450 A時(shí)，在距鑄坯中心約2.5～3.5 cm的區(qū)域，均發(fā)生了碳含量略微降低的現(xiàn)象，而鑄坯中心附近負(fù)偏析及中心正偏析得以明顯改善，鑄坯斷面成分均勻，表明電磁攪拌有效地發(fā)揮了作用。

綜上所述，控制拉速為2.1 m/min、比水量為0.45 L/kg、末端電磁攪拌參數(shù)為400 A/10 Hz，可實(shí)現(xiàn)鑄坯斷面成分均勻分布、中心正偏析度小于1.15、鑄坯中心縮孔輕微。

3　應(yīng)用效果

將試驗(yàn)4與試驗(yàn)7的連鑄坯分別軋制成φ18 mm彈簧鋼，觀察其熱軋態(tài)組織，如圖7所示?？梢妰山M試驗(yàn)相應(yīng)軋材的顯微組織均為珠光體加少量的先共析鐵素體。但對(duì)比發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)4條件下得到的熱軋材中心區(qū)域組織存在明顯不均勻性，即在中心珠光體組織周圍分布有呈網(wǎng)狀的先共析鐵素體。而試驗(yàn)7條件下得到的熱軋材中心區(qū)域組織均勻性較好，先共析鐵素體呈間斷分布的形貌特點(diǎn)。分析認(rèn)為，造成彈簧鋼熱軋材中心區(qū)域組織不均勻的原因主要是鑄坯中心偏析的組織遺傳性，中心碳及合金元素的正偏析提高了珠光體轉(zhuǎn)變的相變驅(qū)動(dòng)力，抑制先共析鐵素體的形成，因此在正偏析的位置形成了全珠光體組織，而在貧碳、貧合金元素的負(fù)偏析位置形成了先共析鐵素體，偏析越厲害，組織均勻性越差，當(dāng)負(fù)偏析達(dá)到一定程度時(shí)，先共析鐵素體就會(huì)沿原奧氏體晶界形成網(wǎng)狀。改善連鑄坯的偏析程度對(duì)改善熱軋材中心區(qū)域的組織均勻性，提高材料的性能穩(wěn)定性起著至關(guān)重要的作用。

4　結(jié)論

圖7　試驗(yàn)4(a、b)和試驗(yàn)7(c、d)條件下熱軋材中心處顯微組織Fig.7　Microstructures at the center of the hot- rolled stock under test No4 (a,b) and test No7 (c,d) conditions

(1)工藝參數(shù)對(duì)鑄坯凝固終點(diǎn)及坯殼厚度的影響程度為：拉速>比水量>過熱度。

(2)可通過調(diào)整拉速、配合調(diào)整比水量，控制末端電磁攪拌位置處的液芯厚度，進(jìn)而有效地發(fā)揮末端電磁攪拌的作用。

(3)提高比水量可降低沿柱狀晶方向的碳含量增加量，減少凝固末期液相中溶質(zhì)元素濃度，降低鑄坯中心偏析。

(4)對(duì)于文中鑄機(jī)，控制拉速為2.1 m/min、比水量為0.45 L/kg、末端電磁攪拌參數(shù)為400 A/10 Hz，可消除鑄坯中的負(fù)偏析區(qū)域，將中心正偏析度控制在1.15以下，且中心縮孔輕微，軋材中心區(qū)域的組織均勻性明顯提高。

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