王 璞，鐵占鵬，肖 紅，張 壯，唐海燕，苗紅生，張家泉?

1) 北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083 2) 西寧特殊鋼股份有限公司，西寧 810005 3) 湖南中科電氣股份有限公司磁電研究院，岳陽 414000

特殊鋼長材是機(jī)械制造用軸類零件加工的重要基料，多采用連鑄方坯熱軋棒材工藝生產(chǎn). 鑄坯的均質(zhì)性對棒材產(chǎn)品質(zhì)量及其成品熱處理性能有重要影響，諸如中心縮孔和宏觀偏析等鑄態(tài)缺陷往往在后續(xù)熱加工過程中難以消除，從而直接影響軋材的探傷合格率和產(chǎn)品的熱處理性能. 當(dāng)前，連鑄生產(chǎn)中主要基于在爐機(jī)匹配條件下的合適鋼水過熱度與拉速，并組合運用結(jié)晶器電磁攪拌(Mold electromagnetic stirring, M-EMS)、末端電磁攪拌 (Final electromagnetic stirring, F-EMS)和/或凝固末端輕壓下手段來尋求一個較佳的澆鑄工藝窗口以獲得滿足軋材質(zhì)量要求的大方坯鑄態(tài)組織[1-3].

長期以來，人們對連鑄過程不同部位電磁攪拌對鑄態(tài)組織的作用規(guī)律已有一定的認(rèn)識. 比如，Ayata等[4]通過實驗發(fā)現(xiàn)過熱度越高的鑄坯其等軸晶率越低，但在相同過熱度下，使用M-EMS可明顯提高鑄坯的等軸晶率. Wu等[5]研究對比MEMS攪拌強(qiáng)度對中碳45鋼凝固組織的影響發(fā)現(xiàn)，M-EMS不僅有利于鑄坯等軸晶率的提高，鑄態(tài)組織中一次和二次枝晶間距也隨其攪拌強(qiáng)度的增大而明顯減小，并通過原位分析證實鑄坯中心凝固組織致密度提高也可明顯改善中心線偏析. 但過強(qiáng)的M-EMS也會對澆鑄與質(zhì)量控制產(chǎn)生不利影響，如液面波動、鑄坯皮下5～15 mm內(nèi)負(fù)偏析帶以及內(nèi)部分散型正偏析程度增加等[6-8]. 關(guān)于F-EMS,Ayata等[4]提出其效果較好的安裝位置應(yīng)在鑄坯中心固相分率0.1～0.2范圍. 大量工業(yè)實驗也表明[9-12]，安裝在鑄坯中心固相分率大于0.4的位置因難以破壞枝晶搭橋而不利于改善鑄坯內(nèi)部致密度；這也與F-EMS在鑄坯中心的攪拌力矩相對較小有關(guān). Li等[13]通過多元多場全鑄流模型揭示了F-EMS安裝位置在中心固相率0.1左右可較好減輕中心偏析. 此外，陳亮等[14]對360 mm×450 mm大方坯連鑄45鋼的生產(chǎn)試驗表明，一定的F-EMS位置下，提高拉速不利于擴(kuò)大鑄坯中心等軸晶率，且會造成中心致密度變差從而降低后續(xù)熱軋圓鋼的探傷合格率. 可見，恒溫恒拉速澆鑄以保證合理有效的凝固末端攪拌位置十分重要.

近年來，利用不同結(jié)構(gòu)形式浸入式水口的連鑄注流模式對大方坯凝固與鑄態(tài)組織的影響受到日益重視. 孫海波等[15-16]設(shè)計提出適用于方、圓坯連鑄使用的四分切向旋流水口，該澆注模式可在結(jié)晶器內(nèi)產(chǎn)生水平旋流而達(dá)到類似M-EMS促進(jìn)鋼水過熱耗散的冶金作用. 程曉文等[17]開展了大方坯生產(chǎn)實踐中直通水口和旋流水口的應(yīng)用效果對比，發(fā)現(xiàn)旋流水口可明顯提升鑄坯中心等軸晶率，改善中心線偏析和縮孔. 王璞等[18]發(fā)現(xiàn)通過改變四分徑向水口的出流方向也可在結(jié)晶器區(qū)域獲得水平旋流，并有利于初凝坯殼的均勻生長及彎月面附近的液面穩(wěn)定性. 同時，許偉陽等[19]實驗研究了鑄態(tài)偏析的遺傳性，發(fā)現(xiàn)一般的壓縮比下軋材中的碳偏析分布與鑄坯碳偏析分布大致相同. 另一方面，Ji和李博等[20-21]在研究調(diào)控石油套管鋼鑄態(tài)組織中發(fā)現(xiàn)，鑄坯中心等軸晶區(qū)域分布著尺寸不同、形狀不規(guī)則的點狀半宏觀偏析，且鑄坯中心等軸晶區(qū)和半宏觀偏析的數(shù)量、尺寸往往都隨M-EMS強(qiáng)度增加而增大. 在后續(xù)熱軋管材中，點狀偏析經(jīng)壓延塑性變形發(fā)展為管坯內(nèi)壁附近的帶狀缺陷，二者在形貌、尺寸、分布及元素偏析比等方面都具有遺傳一致性.

可見，連鑄鑄態(tài)組織控制應(yīng)該要滿足后續(xù)軋材的熱加工性能，乃至產(chǎn)品的服役性能要求，深入認(rèn)識澆鑄技術(shù)對鑄態(tài)形貌與組織的作用規(guī)律具有十分重要的意義. 然而，如何基于水口注流模式與M-EMS和F-EMS以及拉速的組合匹配、通過控制流動來控制凝固并考察其對鑄坯與軋材致密性與成分均勻性的綜合影響，相關(guān)研究至今鮮有報道. 本文以常見中碳45結(jié)構(gòu)鋼大方坯連鑄與熱軋棒材實際生產(chǎn)條件為對象，通過工業(yè)實驗揭示組合控流技術(shù)對大方坯鑄態(tài)結(jié)構(gòu)與宏觀偏析的影響，同時分析相關(guān)鑄態(tài)缺陷在軋制過程中的演變規(guī)律，以期為連鑄流程特殊鋼長材生產(chǎn)綜合質(zhì)量的提升提供實驗與理論依據(jù).

1 試驗內(nèi)容與方法

某特鋼廠生產(chǎn)45鋼的主要工藝流程為：110 t電弧爐→LF鋼包精煉→VD真空脫氣→3流410 mm×530 mm斷面大方坯弧形連鑄機(jī)→熱軋大棒材. 鑄機(jī)基本參數(shù)及所澆鑄的中碳45鋼主要化學(xué)成分分別如表1和表2所示，熱軋圓棒直徑為250 mm.鑄機(jī)與水口形貌如圖1所示，其中傳統(tǒng)直通式水口和新型五孔水口并匹配不同電流與頻率的MEMS和F-EMS及拉速等都有控制鋼液流動進(jìn)而影響大方坯連鑄凝固過程的作用. 在現(xiàn)行二冷強(qiáng)度下基于控制變量法設(shè)計工業(yè)試驗，方案如表3所示. 然后采用低倍侵蝕、鉆屑分析等手段對不同控流模式下45鋼鑄坯和軋材中的疏松、縮孔及偏析進(jìn)行對比研究.

圖1 大方坯鑄機(jī)和兩種水口示意圖Fig.1 Schematic diagram of the bloom casting machine and the two kinds of nozzles

表1 大方坯連鑄機(jī)及生產(chǎn)工藝基本參數(shù)Table 1 Bloom continuous casting machine and its basic production parameters

表2 45鋼主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 2 Chemical composition of 45 steel %

表3 試樣編號及澆鑄試驗工況Table 3 Sample numbers and casting conditions

1.1 低倍樣制備

45鋼連鑄大方坯及熱軋棒材橫、縱截面取樣位置如圖2所示. 將各澆鑄工況下取得試樣的橫、縱截面用車、銑、磨加工制備，使檢驗面不存在影響觀察效果的加工痕跡. 選用容積比例1∶1的工業(yè)鹽酸水溶液作為侵蝕劑，將表面加工后的試樣浸泡在侵蝕劑中，并處于水浴溫度70 ℃的環(huán)境下侵蝕20 min. 侵蝕結(jié)束后立即用清水沖刷表面后用高壓氣流吹干，拍照記錄并對中心缺陷進(jìn)行觀察評級.

1.2 偏析檢測

通過碳硫分析儀測定取樣點處的碳含量，取樣方式如圖2所示. 鉆屑時，先在取樣點處預(yù)鉆2 mm左右，清除鉆出的屑樣以消除表面氧化層對檢驗效果的影響. 考慮到弧形連鑄大方坯凝固組織可能存在的不對稱性，在每塊鑄坯及軋材橫截面3個幾何對稱軸上選取6個方向. 除工件中心點外，每個方向均等間距選取8個取樣位置，分別記為 1/8r、2/8r、3/8r、4/8r、5/8r、6/8r、7/8r及r. 其中r表示工件表面距鉆樣中心點距離，數(shù)字0表示鉆樣中心點. 根據(jù)檢測結(jié)果由式（1）計算該點處的碳偏析指數(shù)，并將3個對稱軸方向（1+4、2+5、3+6）的偏析指數(shù)分別繪制在一張圖上進(jìn)行成分分布特性分析.

圖2 大方坯鑄坯（a）與熱軋棒材（b）截面取樣及鉆屑示意圖Fig.2 Schematic diagram for section sampling and drilling of the as-cast bloom (a) and hot-rolled bar (b)

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 結(jié)晶器不同控流模式對凝固組織的影響

圖3為結(jié)晶器不同控流模式下45鋼大方坯橫截面宏觀組織結(jié)構(gòu)對比. 其中可見，大方坯中心等軸晶區(qū)明顯地向下面的外弧側(cè)偏離. 由于二冷水噴淋在鑄流內(nèi)弧上的冗余量容易沉積，而外弧冷卻水打擊在鑄坯表面后直接掉落，內(nèi)弧冷卻強(qiáng)度比外弧大；此外，鑄坯液相穴中的晶核或游離枝晶在重力作用下向外弧側(cè)沉積，也將抑制外弧側(cè)柱狀晶的生長. 這兩種效應(yīng)導(dǎo)致了所揭示的鑄態(tài)組織不對稱性. 由此可以推測，大方坯連鑄MEMS強(qiáng)攪拌促進(jìn)等軸晶形核率或鑄機(jī)對弧不良、鑄坯行走不穩(wěn)促進(jìn)枝晶游離均有可能增強(qiáng)這種不對稱組織形態(tài). 固化末端攪拌工藝，傳統(tǒng)直通水口澆注模式下，M-EMS關(guān)閉(115-S3B)和開啟工況(115-S3Z)時的鑄坯內(nèi)弧側(cè)都形成了穿晶結(jié)構(gòu)（柱狀晶生長到達(dá)甚至穿過鑄坯幾何中心），依據(jù)YB/T4003—2016標(biāo)準(zhǔn)低倍組織缺陷評級圖，中心縮孔缺陷級別均為 1.5 級，如圖 3（a）和 3（b）所示；外弧側(cè)的柱狀晶長度隨M-EMS的開啟而有所變短.而五孔水口的澆注模式下，鑄坯中心等軸晶區(qū)面積明顯增大，中心縮孔也得到明顯減輕（圖3（c））.

圖3 結(jié)晶器不同控流模式下大方坯橫截面低倍情況. （a）115-S3B；（b）115-S3Z；（c）536-S1BFig.3 Macrostructure of the bloom cross-section under different flow control modes in the mold: (a) 115-S3B；(b) 115-S3Z；(c) 536-S1B

利用Photoshop軟件分別對結(jié)晶器不同控流模式下鑄坯的等軸晶比例進(jìn)行統(tǒng)計，結(jié)果如圖4所示. 可見，直通水口澆注模式下，M-EMS電流由0增大到800 A時，鑄坯中心等軸晶率由6.06%僅增大至11.71%；而即使不開啟M-EMS，甚至在生產(chǎn)試驗工況中整體過熱度還略高的情形下，五孔水口澆注模式下鑄坯中心等軸晶率仍可達(dá)23.1%.五孔水口強(qiáng)化了流動鋼液對坯殼凝固前沿的沖刷、并促進(jìn)枝晶臂的“熔斷”[22-23]，游離的枝晶臂便成為鑄坯中心等軸晶形核與發(fā)展的基底(Substrate).一定強(qiáng)度旋流還可以強(qiáng)化鋼液與初凝坯殼的換熱、促進(jìn)過熱耗散，從而也有利于等軸晶的形核.此外，流動產(chǎn)生的溶質(zhì)沖刷效應(yīng)會導(dǎo)致坯殼凝固前沿溶質(zhì)元素含量降低，致使當(dāng)?shù)匾合嗑€溫度升高、鋼水實際過熱度降低[24]. 綜合可見，五孔水口澆注模式下鑄坯凝固不僅對鋼水過熱度敏感性下降，其流動模式既能增加鑄坯液相穴中的形核率，又可促使凝固前沿成分過冷，最終導(dǎo)致大方坯中心等軸晶率明顯高于常規(guī)直通式水口工況.

圖4 結(jié)晶器不同控流模式下鑄坯等軸晶率Fig.4 Equiaxed crystal ratios under different flow control modes in the mold

2.2 末端攪拌與拉速對凝固組織的影響

生產(chǎn)實踐表明，鑄坯等軸晶率的提高往往會加重鑄坯疏松、點狀偏析缺陷. 為了綜合提升大方坯內(nèi)部質(zhì)量，在使用五孔水口的前提下，仍需要配合鑄流凝固末端流動與凝固控制技術(shù)，如采用F-EMS或調(diào)整拉速控制攪拌位置等方法，以鈍化中心等軸枝晶、實現(xiàn)固液混合的質(zhì)量補(bǔ)縮(Mass feeding). 圖5為常規(guī)生產(chǎn)拉速0.38 m·min-1工況下不同F(xiàn)-EMS參數(shù)大方坯橫、縱截面低倍對比. 由圖 5（a）和（c）可知，增加F-EMS攪拌強(qiáng)度(579-S1A>578-S2A)，鑄坯橫截面中心疏松明顯減輕，由2.0級降低為1.5級；縱截面斷續(xù)的中心縮孔數(shù)量明顯減少，中心質(zhì)量得以提升. 此時，鑄坯試樣578-S2A和579-S1A的中心等軸晶率分別為30.9%和31.0%. 可見，該工況下F-EMS強(qiáng)度增大后的鑄坯等軸晶率變化不大，但疏松級別明顯降低，說明更大的末端攪拌強(qiáng)度促進(jìn)了中心等軸枝晶的有效鈍化、從而提高了鑄坯中心致密度，也將有助于均質(zhì)性的提高.

圖5 不同F(xiàn)-EMS參數(shù)下大方坯低倍情況. （a）578-S2A鑄坯橫截面；（b）578-S2A鑄坯縱截面；（c）579-S1A鑄坯橫截面；（d）579-S1A鑄坯縱截面Fig.5 Macrostructure of bloom castings under different parameters of the F-EMS: (a) cross-section of 578-S2A；(b) longitudinal section of 578-S2A；(c) cross-section of 579-S1A；(d) longitudinal section of 579-S1A

圖6為拉速0.38 m·min-1工況下不同F(xiàn)-EMS參數(shù)熱軋圓棒橫、縱截面低倍對比. 兩種末攪強(qiáng)度工藝下軋材橫、縱截面中心致密度良好、均表現(xiàn)為探傷合格. 同時，軋材縱截面心部均表現(xiàn)有斷續(xù)的深色條帶狀細(xì)密疏松組織，這顯然是由鑄坯等軸晶區(qū)分散疏松經(jīng)軋制變形所致. 鑒于凝固末期等軸晶間的疏松點常伴隨點狀偏析[20]，其尺度大小與等軸晶尺寸與形貌有關(guān)、并將對所形成的軋材帶狀偏析缺陷寬度與斷面成分均勻性有重要影響，從而也會影響軋材產(chǎn)品熱處理性能的一致性.

圖6 不同F(xiàn)-EMS參數(shù)下熱軋圓棒低倍情況. （a）578-S2A軋材橫截面；（b）578-S2A軋材縱截面；（c）579-S1A軋材橫截面；（d）579-S1A軋材縱截面Fig.6 Macrostructure of hot-rolled bars under different parameters of the F-EMS: (a) cross-section of 578-S2A；(b) longitudinal section of 578-S2A；(c) cross-section of 579-S1A；(d) longitudinal section of 579-S1A

圖7為F-EMS電流800 A、頻率5 Hz強(qiáng)攪拌參數(shù)下不同拉速大方坯橫、縱截面低倍對比情況. 結(jié)合圖 5（c）、5（d）可知，3種拉速下（0.38、0.40、0.42 m·min-1）強(qiáng)末攪作用下鑄坯橫截面低倍均無縮孔缺陷（低倍0級）、表觀致密度良好，疏松評級均小于等于1.5級（1.5、1.0、1.5）、滿足后續(xù)軋材保探傷要求. 其中拉速0.40 m·min-1工況相對更優(yōu)，這是因為拉速偏低時F-EMS所處位置鋼液黏性過大導(dǎo)致攪拌效果不佳，而當(dāng)拉速偏高時F-EMS攪拌后較長距離的未凝糊狀區(qū)鋼液難以補(bǔ)縮，與Li等的發(fā)現(xiàn)一致[13]. 同時也發(fā)現(xiàn)，當(dāng)前工藝下大方坯縱向剖面低倍中仍存在斷續(xù)狀中心線疏松線或等軸晶區(qū)的V型偏析線.

圖7 不同拉速下大方坯低倍形貌. （a）579-S3B 鑄坯橫截面；（b）579-S3B 鑄坯縱截面；（c）579-S2B 鑄坯橫截面；（d）579-S2B 鑄坯縱截面Fig.7 Macrostructure of bloom castings under different casting speeds: (a) cross-section of 579-S3B；(b) longitudinal section of 579-S3B；(c) crosssection of 579-S2B；(d) longitudinal section of 579-S2B

統(tǒng)計不同拉速下鑄坯的等軸晶率，結(jié)果如圖8所示. 可見，采用五孔水口條件下，試驗拉速范圍內(nèi)鑄坯等軸晶率差異不明顯，在較強(qiáng)的末端攪拌作用下均可達(dá)31%左右. 同時也表明，若后續(xù)軋材宏觀偏析或碳極差也能滿足產(chǎn)品要求，當(dāng)前連鑄結(jié)晶器和末端控流模式下可以選擇相對較高的拉速以進(jìn)一步提高連鑄生產(chǎn)效率.

圖8 五孔水口組合控流模式下不同拉速鑄坯等軸晶率Fig.8 Equiaxed crystal ratios under different casting speeds with combined flow control modes

2.3 鑄坯和軋材的宏觀偏析特征

圖9為使用前述2種水口類型不同控流模式下大方坯縱向剖面低倍情況及其對應(yīng)的碳偏析指數(shù)分布，其中拉速均為0.38 m·min-1. 可見，直通水口澆注模式下鑄坯橫截面碳偏析呈倒V型分布，柱狀晶會將糊狀鋼水一直推到鑄坯心部，最終形成偏析度高達(dá)1.51的中心線偏析，但兩側(cè)的碳偏析則相對均勻. 而五孔水口澆注模式下，鑄坯寬度中心面上碳偏析分布特征為“M”型，鑄坯中心偏析明顯減輕、甚至有負(fù)偏析點，而鑄坯斷面約1/4厚度的柱狀晶與等軸晶交界CET區(qū)域則表現(xiàn)為突出的正偏析狀態(tài).

圖9 兩種控流模式下大方坯縱截面低倍及碳偏析指數(shù)分布. （a）115-S3Z；（b）536-S2BFig.9 Macrostructure and carbon segregation index in the bloom longitudinal sections under two flow control modes: (a) 115-S3Z；(b) 536-S2B

CET區(qū)域的溶質(zhì)富集機(jī)制如圖10所示，鑄坯中心區(qū)域因成分過冷或游離枝晶產(chǎn)生與生長的等軸晶會阻礙外側(cè)柱狀晶的生長，濃化鋼水在兩者交界區(qū)域的聚集便是CET突出正偏析的原因. 五孔水口提高了鑄坯中心等軸晶率，從而減輕了中心碳偏析程度，降低了鑄坯斷面包含中心點的碳極差（約在0.08%以內(nèi)），但鑄坯約1/2厚度處正偏析也相對較高. 有研究表明，依據(jù)CET區(qū)域形成位置增加合適的鑄流攪拌(Strand electromagnetic stirring, S-EMS)可以減輕五孔水口下的“M”型偏析形態(tài)[25]；但S-EMS攪拌過強(qiáng)也容易發(fā)生負(fù)偏析白亮帶.

圖10 鑄態(tài)枝晶組織特征與CET區(qū)正偏析形成機(jī)理Fig.10 Schematic illustration of the as-cast macrostructure and location of the CET zone

圖11為鑄坯及軋材碳偏析分析鉆屑取樣及其內(nèi)部疏松（對應(yīng)區(qū)域存在點狀偏析）分布特征示意圖. 可見，使用同樣規(guī)格直徑5 mm鉆頭，軋材中因中心疏松被不同程度壓合、致密度更大，其鐵屑樣中偏析成分含量一般應(yīng)更高.

圖11 鑄坯（左）與軋材（右）鉆屑取樣及其局域點狀偏析分布特征示意圖Fig.11 Schematic illustration of sample drilling and local spot segregation distribution in the bloom casting and rolled bar

圖12為基于碳分析的鑄坯及對應(yīng)軋材的碳偏析指數(shù)情況（試樣579-S3B：五孔水口，拉速0.40 m·min-1）. 如前所述，因軋材中心宏觀偏析疏松組織致密度較鑄坯高，其鉆屑樣反映出的軋材中心偏析指數(shù)也更高、且明顯高于鑄坯中心偏析.但也不難發(fā)現(xiàn)，因鑄態(tài)組織與宏觀偏析的遺傳作用，兩者偏析分布形態(tài)基本一致，這種特點在壓縮比較小的大棒軋制生產(chǎn)尤為突出.

圖12 碳偏析指數(shù)分布特征. （a）鑄坯；（b）軋材Fig.12 Distribution of the carbon segregation index: (a) as-cast bloom；(b) hot-rolled bar

3 結(jié)論

（1）水口注流模式對大方坯等軸晶率和中心致密度有重要影響. 直通式水口注流方式，常規(guī)過熱度下即使使用較強(qiáng)的M-EMS也僅能將鑄坯等軸晶率由6.06%提升到11.71%；而僅采用五孔水口注流模式鑄坯等軸晶率可達(dá)23%左右，結(jié)合電磁攪拌組合控流時則均可達(dá)30%以上.

（2）水口注流模式也能對大方坯斷面宏觀偏析分布形態(tài)產(chǎn)生顯著影響、并影響全斷面碳極差程度. 直通水口澆鑄其碳偏析分布呈倒V型分布，中心線碳偏析指數(shù)高；五孔水口澆鑄模式，鑄坯斷面碳偏析分布呈M型，表現(xiàn)為斷面1/4位置的CET區(qū)域碳偏析指數(shù)較高.

（3）不同澆鑄與控流模式下，弧形連鑄大方坯中心等軸晶區(qū)域均偏離鑄坯幾何中心，靠近外弧側(cè)分布. 等軸晶沉降造成外弧柱狀晶區(qū)長度普遍比內(nèi)弧柱狀晶短，大方坯鑄態(tài)組織均表現(xiàn)為不同程度的內(nèi)外弧不對稱性.

（4）后續(xù)軋制可以明顯增加鋼材的中心致密度，但壓縮比較小的大棒材軋制基本改變不了原始鑄坯斷面的碳偏析分布形態(tài)，且可能加劇其中心線偏析的程度.

（5）綜合表明，基于連鑄控流模式的作用規(guī)律和鑄-軋遺傳性特征，實際生產(chǎn)中可針對特殊鋼長材熱加工對中心致密度和偏析分布與程度的要求，基于連鑄控流模式從源頭控制凝固以獲得合理的鑄態(tài)組織與宏觀偏析分布形態(tài).