25MnSiV連鑄坯凝固組織的影響規律研究

朱曉雷 ，顧洪飛 ，韓東 ，葛春鈺 ，李海強 ，廖相巍 ，艾新港

（1.海洋裝備用金屬材料及其應用國家重點實驗室，遼寧 鞍山 114009；2.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；3.鞍鋼鑄鋼有限公司，遼寧 鞍山 114021；4.遼寧科技大學材料與冶金學院，遼寧 鞍山 114051）

實際生產中，只有少數鋼種對柱狀晶的要求相對較高，大多數鋼種希望得到更大的等軸晶比例。柱狀晶組織有嚴格的方向性，其優點是產生的偏析更小，但是其塑性較差；等軸晶區組織更加致密，可以提高鑄鋼件的韌性。因此，研究鑄坯凝固組織生長情況，控制各晶區所占比例，對于獲得目標組織形貌和力學性能良好的鑄坯十分重要。

人們普遍應用數值模擬方法研究鑄坯凝固組織。耿明山通過CAFE法模擬了連鑄圓坯凝固過程的微觀組織形貌，對比測量實際生產的連鑄坯表面溫度后驗證了其模擬預測的準確性，并對枝晶生長方式及影響因素進行了系統研究［1］。鄭艷等人模擬了山東萊鋼28MnCr5的連鑄生產過程，探討了過熱度對組織生長的影響，得出不同過熱度下凝固組織中柱狀晶和等軸晶所占比例有很大不同的結論［2］。楊海峰等人根據遼寧營口五礦生產的Q345D連鑄坯工藝參數，模擬研究二冷區電磁攪拌強度對鑄坯凝固組織中等軸晶率及晶粒平均尺寸的影響規律［3］。本文根據鞍鋼鑄鋼有限公司160 mm×220 mm矩形坯的連鑄工藝條件，建立了25MnSiV鋼凝固組織數學模型，系統研究了拉速、過熱度等工藝參數對連鑄坯微觀組織的影響規律，為獲得目標組織形貌的鑄坯和力學性能良好的產品提供依據。

1 數學模型的建立

1.1 形核模型

本文采用的模型為非均質連續形核模型，凝固前沿晶核密度隨過冷度變化的分布規律滿足高斯分布函數［4］：

式中，N為晶核密度；ΔT為過冷度；Nmax為最大晶核密度；ΔTσ為過冷度標準偏差；ΔTmax為最大晶核過冷度；S為凝固熵。

對上式中過冷度從0到任一時刻進行定積分，得到任一時刻過冷度下的晶核密度如下：

式中，N（ΔT）為過冷度是ΔT時的晶核密度。

1.2 生長模型

研究采用的枝晶生長模型是KGT模型［5］，枝晶生長所需的總過冷度為：

式中，ΔTC為成分過冷度；ΔTt為熱過冷度；ΔTr為曲率過冷度；ΔTk為動力學過冷度。

研究忽略ΔTt、ΔTr、ΔTk的影響，因此枝晶生長所需過冷度可表示為：

根據KGT模型，枝晶生長尖端溶質過飽和度以及半徑可以表示為：

式中，Ω為枝晶生長尖端溶質過飽和度；k為溶質分配系數；Iυ為Ivantsov函數；PC為溶質濃度的貝克列（Peclet）數；R為枝晶生長尖端半徑；Γ為Gibbs-Thompson系數；σ*為穩定性常數，通常取1/4π2；GC為液相溶質濃度梯度；ξC為PC的函數,在較低的生長速度時一般約為1；G為枝晶生長尖端溫度梯度的平均取值。

其中PC、GC、ξC可以用下列關系式表示：

聯立式（2）～（8），經實驗和回歸分析得出枝晶生長速率和過冷度的關系為：

式中，υ為枝晶生長速率；DL為溶質在液相中的擴散系數；a1和a2為生長因子。

a1和a2可由下列公式計算得出：

式中，Ci、mi和ki分別為合金中各元素的質量分數、液相線斜率和平衡分配系數。

1.3 參數確定

目前，有關面形核參數（Nmax，s、ΔTmax，s、ΔTσ，s）和體形核參數（Nmax，υ、ΔTmax，υ、ΔTσ，υ）的研究較少，因此確定起來十分困難。本文根據相關文獻［6-7］確定初步的形核參數，根據式（11）～（15）可以粗略估算生長因子，計算所需參數見表1，本文模擬所用參數見表2所示。

表1 生長因子計算所需參數Table 1 Parameters Needed for Calculating Growth Factors

表2 本文模擬所用參數Table 2 Parameters for Simulation Test in This Paper

1.4 模型驗證

為了準確地得到模型中的生長因子，本文根據文獻對比了8組不同生長因子見表3。結合實際連鑄工藝參數進行微觀組織模擬，連鑄工藝參數見表4。模擬組織與實際鑄坯橫截面的低倍組織形貌對比見圖1。

表3 模擬驗證應用的生長因子Table 3 Growth Factors Used in Simulation Test

表4 連鑄工藝參數Table 4 Parameters for Continuous Casting Process

圖1 模擬組織與實際鑄坯橫截面的低倍組織形貌對比Fig.1 Comparison of Macrostructures Obtained by Simulation Test and Macrostructures in Cross Section of Physical Casting Blank

從圖1（b）中看出，模擬微觀組織等軸晶與柱狀晶的轉變位置與實際鑄坯低倍組織中等軸晶與柱狀晶的轉變位置基本一致，且各晶區所占比例基本相同，因此可以認為b中的生長因子能夠很好模擬出實際連鑄坯凝固組織的演變規律，同時也說明了本模型的準確性，可以通過研究拉速、過熱度、二冷區給水量對模擬的連鑄坯微觀組織的影響規律，進而得出它們對實際鑄坯凝固組織的影響規律。

2 結果分析

2.1 拉速對鑄坯凝固組織的影響

圖2 為不同拉速下連鑄坯凝固組織，由圖2可以看出，隨著拉速的提高，柱狀晶長度逐漸縮短，等軸晶生長范圍增大。

圖2 不同拉速下連鑄坯凝固組織Fig.2 Solidification Microstructures in Continuous Casting Blanks at Different Casting Speeds

表5 為不同拉速下柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率。由表5可以看出，隨著拉速的提高，柱狀晶晶粒平均長度減小，等軸晶率提高。這是由于拉速提高，導致鑄坯在結晶器和二冷區停留時間減少，冷卻強度降低，使得凝固前沿溫度梯度降低，抑制了柱狀晶的生長，促進了等軸晶的生長。

表5 不同拉速下柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率Table 5 Average Length of Grains in Columnar Grains and Equiaxed Grain Ratios at Different Casting Speeds

圖3 為不同拉速下柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）。從圖3中可以看出，隨著拉速的增大，柱狀晶向等軸晶轉變位置越來越接近鑄坯表面，即CET位置提前，且CET轉變位置與拉速滿足線性關系：y=-13.33x+59.33。因此，在本文研究范圍內，其他條件不變的情況下，應盡量提高拉速，有利于獲得更多的等軸晶。

圖3 不同拉速下柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）Fig.3 Transformation Positions of Columnar Grains to Equiaxed Grains(CET)at Different Casting Speeds

2.2 過熱度對鑄坯凝固組織的影響

圖4 為不同過熱度下連鑄坯凝固組織。

圖4 不同過熱度下連鑄坯凝固組織Fig.4 Solidification Microstructure of Continuous Casting Blanks at Different Degrees of Overheat

由圖4可以看出，隨著過熱度的升高，柱狀晶逐漸增長且更加粗壯，此時等軸晶生長范圍被壓縮而逐漸減少。表6統計了不同過熱度下柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率。由表6可以看出，柱狀晶晶粒平均長度隨過熱度的升高而增大，等軸晶率隨過熱度的升高逐漸減小。分析認為，鋼水的初始溫度較高，在冷卻速率相同的情況下，鑄坯凝固前沿溫度梯度在一段時間內保持較高，這有利于柱狀晶的生長。另外，鋼液溫度較高，使得鋼液中心的形核質點減少，不利于中心等軸晶的生成。

表6 不同過熱度下柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率Table 6 Average Length of Grains in Columnar Grains and Equiaxed Grain Ratios at Different Degrees of Overheat

圖5 為不同過熱度下柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）。從圖5中可以看出，隨著過熱度的逐漸升高，鑄坯凝固組織中柱狀晶向等軸晶轉化位置越來越遠離鑄坯表面，即CET位置延遲，CET轉變位置與過熱度滿足線性關系：y=0.17x+43.01。因此，低過熱度對于柱狀晶向等軸晶轉變有促進作用，在本文研究范圍內，其他外界條件相同的情況下，應盡可能降低鋼水初始澆注溫度，即低過熱度澆注有利于獲得更多的等軸晶。

圖5 不同過熱度下柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）Fig.5 Transformation Positions of Columnar Grains to Equiaxed Grains（CET） at Different Degrees of Overheat

2.3 二冷區給水量對鑄坯凝固組織的影響

圖6 為不同二冷區給水量占比條件下連鑄坯凝固組織，由圖6可以看出，隨著二冷區給水量的增大，柱狀晶長度逐漸增大，而等軸晶范圍逐漸減小。

圖6 不同二冷區給水量占比條件下連鑄坯凝固組織Fig.6 Solidification Microstructures of Continuous Casting Blanks under Different Percentages of Water Supply in Secondary Cooling Zone

表7 為二冷區給水量占比對柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率的影響。由表7可以看出，二冷區給水量對鑄坯凝固微觀組織中柱狀晶晶粒平均長度以及等軸晶率影響較大。隨著二冷區給水量的增加，柱狀晶生長顯著，而等軸晶率迅速降低。分析認為，二冷區給水量即冷卻強度對鑄坯凝固微觀組織形貌影響較大，二冷區給水量越大，鑄坯冷卻強度越大，凝固前沿可以在一定時間內保持足夠的溫度梯度，有利于柱狀晶的生長。

表7 二冷區給水量占比對柱狀晶晶粒平均長度和等軸晶率的影響Table 7 Influence of Percentages of Water Supply in Secondary Cooling Zone on Both Average Length of Grains in Columnar Grains and Equiaxed Grain Ratios

圖7為二冷區給水量占比對柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）的影響。從圖7中可以看出，柱狀晶向等軸晶轉變位置隨著二冷區給水量的增加逐漸遠離鑄坯表面，二冷區給水量從40%增加到60%以及從80%增加到最大給水量的兩個過程中，CET轉變位置快速遠離鑄坯表面，這兩個給水量范圍內柱狀晶生長迅速。二冷區給水量在60%～80%范圍內，CET轉變位置變化緩慢，說明該階段鑄坯凝固過程中柱狀晶生長相對緩慢。因此，在本文研究范圍內，為獲得更大的等軸晶區，應該盡量降低二冷區給水量。但是在實際生產過程中還要充分考慮冷卻強度對鑄坯凝固速率的影響，冷卻強度過低可能會導致鑄坯回溫甚至產生漏鋼事故，同時還要考慮連鑄生產效率。

圖7 二冷區給水量占比對柱狀晶向等軸晶轉變位置（CET）的影響Fig.7 Influence of Percentages of Water Supply in Secondary Cooling Zone on Positions of Columnar Grains Transformed to Equiaxed Grains(CET)

相比較拉坯速度和過冷度，二冷區給水量即冷卻強度對鑄坯凝固微觀組織的影響更大，在實際生產過程中，二冷區給水量更易操控，因此，掌握二冷區給水量對鑄坯凝固微觀組織的影響規律很必要。

4 結論

（1）隨著拉速的提高，連鑄坯凝固組織中柱狀晶晶粒的平均長度逐漸減小，等軸晶率提高，CET轉變位置提前。提高拉速有利于獲得更多的等軸晶。

（2）隨著過冷度的升高，連鑄坯凝固組織中柱狀晶晶粒的平均長度逐漸增大，等軸晶率逐漸減小，CET轉變位置延遲。因此，為獲得更多的等軸晶，應保證低過熱度澆注。

（3）隨著二冷區給水量的增加，連鑄坯凝固組織中柱狀晶晶粒的平均長度逐漸增加，且增長效果顯著，CET轉變位置延遲。降低二冷區給水量即降低二冷區冷卻強度對于獲得更多的等軸晶有利。相比較拉坯速度和過冷度，二冷區冷卻強度對鑄坯凝固微觀組織的影響更大，且在實際生產過程中，二冷區給水量更容易操控，因此，掌握二冷區給水量對鑄坯凝固微觀組織的影響規律十分必要。