工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 结晶器旋转数值棋拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 邓南阳施晓芳陈佳顺常凯华于雯春王建军常立忠 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot DENG Nan-yang.SHI Xiao-fang.CHEN Jia-shun,CHANG Kai-hua,YU Wen-chun,WANG Jian-jun,CHANG Li-zhong 引用本文： 邓南阳，施晓芳，陈佳顺，常凯华，于雯春，王建军，常立忠.结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响.工程科 学学报，2020.42(4)：516-526.doi10.13374.issn2095-9389.2019.07.07.001 DENG Nan-yang,SHI Xiao-fang,CHEN Jia-shun,CHANG Kai-hua,YU Wen-chun,WANG Jian-jun,CHANG Li-zhong. Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(4): 516-526.doi:10.13374j.issn2095-9389.2019.07.07.001 在线阅读View online:https::/oi.org10.13374.issn2095-9389.2019.07.07.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in A1对淬回火H11钢力学性能和碳化物的影响 Influence of Al on mechanical properties and carbides of quenched and tempered H11 steel 工程科学学报.2018,40(2：208 https:1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2018.02.011 浸入式水口对结晶器钢水流动与液面波动的影响 Effect of SEN on fluid flow and surface fluctuation in a continuous casting slab mold 工程科学学报.2018.40(6)：697 https::/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.06.007 基于密度聚类和动态时间弯曲的结晶器黏结漏钢预报方法的开发 Development of prediction method for mold sticking breakout based on density-based spatial clustering of applications with noise and dynamic time warping 工程科学学报.2020,42(3：348 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.04.02.004 钒对高铁制动盘钢中碳化物析出及力学性能的影响 Effect of V on carbide precipitation behavior and mechanical properties of brake disc steel for high-speed trains 工程科学学报.2018,40(1：68 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.009 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟 Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell 工程科学学报.优先发表hps:ldoi.org/10.13374斩.issn2095-9389.2019.06.10.002
结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 邓南阳 施晓芳 陈佳顺 常凯华 于雯春 王建军 常立忠 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot DENG Nan-yang, SHI Xiao-fang, CHEN Jia-shun, CHANG Kai-hua, YU Wen-chun, WANG Jian-jun, CHANG Li-zhong 引用本文: 邓南阳, 施晓芳, 陈佳顺, 常凯华, 于雯春, 王建军, 常立忠. 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响[J]. 工程科 学学报, 2020, 42(4): 516-526. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001 DENG Nan-yang, SHI Xiao-fang, CHEN Jia-shun, CHANG Kai-hua, YU Wen-chun, WANG Jian-jun, CHANG Li-zhong. Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(4): 516-526. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Al对淬回火H11钢力学性能和碳化物的影响 Influence of Al on mechanical properties and carbides of quenched and tempered H11 steel 工程科学学报. 2018, 40(2): 208 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.02.011 浸入式水口对结晶器钢水流动与液面波动的影响 Effect of SEN on fluid flow and surface fluctuation in a continuous casting slab mold 工程科学学报. 2018, 40(6): 697 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.06.007 基于密度聚类和动态时间弯曲的结晶器黏结漏钢预报方法的开发 Development of prediction method for mold sticking breakout based on density-based spatial clustering of applications with noise and dynamic time warping 工程科学学报. 2020, 42(3): 348 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.04.02.004 钒对高铁制动盘钢中碳化物析出及力学性能的影响 Effect of V on carbide precipitation behavior and mechanical properties of brake disc steel for high-speed trains 工程科学学报. 2018, 40(1): 68 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.009 铝电解槽废阴极炭块电热耦合处理过程数值模拟 Numerical simulation of electrothermal coupling process for spent cathode carbon block from aluminum electrolysis cell 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.002
工程科学学报.第42卷.第4期：516-526.2020年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.4:516-526,April 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001;http://cje.ustb.edu.cn 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 邓南阳2，施晓芳)，陈佳顺)，常凯华)，于雯春)，王建军，常立忠四 1)安徽工业大学冶金工程学院，马鞍山2430022)马鞍山钢铁股份有限公司.马鞍山243000 ☒通信作者.E-mail:cz1997@163.com 摘要为了改善M2高速钢中的碳化物分布，通过数值模拟详细分析了结晶器旋转对M2高速钢电渣重熔过程温度场、金 属熔池形状的影响，并进一步通过实验室双极串联结晶器旋转电渣炉研究了旋转速率对M2高速钢电渣重熔过程的影响.采 用扫描电镜观察并分析了结晶器旋转对电渣锭中碳化物形貌、分布的影响；采用小样电解萃取实验，分析了结品器旋转速率 对碳化物组成的影响.结果发现，随着结晶器旋转速率的增加，渣池的高温区从芯部向边部迁移，温度分布更加均匀金属熔 池的深度变浅，两相区的宽度收窄，从而导致局部凝固时间降低、二次枝晶间距减小.与此相对应，随着结晶器旋转速率的增 加，M2电渣锭的渣皮更薄、更加均匀.结晶器对电渣锭的冷却强度更大，碳化物网格开始破碎、变薄.碳化物由片状改变为细 小的棒状.X射线衍射分析表明，不论结晶器是否旋转，碳化物的类型始终不变，由MC、MC和M,C组成，但是随旋转速率 增加MC含量增加，MC和MC含量降低.碳化物组织得以改善的主要原因在于，结晶器旋转导致金属熔池深度降低、两相 区宽度收窄，改善了凝固条件，减轻了元素偏析. 关键词电渣重熔：高速钢：碳化物：结品器：数值模拟 分类号TF744 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot DENG Nan-yang)SHI Xiao-fang.CHEN Jia-shun CHANG Kai-hua,YU Wen-chun.WANG Jian-jun,CHANG Li-zhong 1)School of Metallurgy Engineering,Anhui University of Technology,Maanshan 243002,China 2)Maanshan Iron Steel Co.,Ltd.,Maanshan 243000,China Corresponding author,E-mail:clz1997@163.com ABSTRACT High-speed steel contains a large amount of carbides,the shape and distribution of which have an important influence on its quality.To improve the distribution of carbides in M2 high-speed steel,the temperature field and the shape of the metal pool during the mold-rotation process were investigated in detail using a numerical simulation.Moreover,the effect of the mold-rotation speed on the electroslag remelting process was investigated using a rotating bifilar electroslag remelting furnace under laboratory conditions.The morphology and distribution of carbides in an ESR ingot were observed using an SEM,and the composition of carbides was analyzed through an electrolytic extraction experiment.Results show that with increase in mold rotation speed,the high-temperature zone of the slag pool moves from the core to the edge.Moreover,the temperature distribution becomes uniform.The depth of the metal pool becomes shallow,and the thickness of the two-phase region decreases,which results in a short local solidification time and small secondary dendrite spacing.Correspondingly,with the increase in the mold rotation speed,the slag skin of ESR ingot becomes thin and more uniform than earlier.The cooling intensity of the mold on the ESR ingot is high,and the carbide network begins to break and become thin.The morphology of carbides changes from flake to fine rod.XRD analysis determines whether the mold rotates or not, carbides always comprise M2C,MC,and MC.However,the content of M2C increases and the contents of MC and MC decrease with 收稿日期：2019-07-07 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51574001,51774003)：钢铁冶金新技术国家重点实验室开放基金资助项目(KF19-05):安徽省高校 优秀青年人才支持计划资助项目(g9yqZD2017034):安徽工业大学创新训练项目(201910360013)
结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 邓南阳1,2)，施晓芳1)，陈佳顺1)，常凯华1)，于雯春1)，王建军1)，常立忠1) 苣 1) 安徽工业大学冶金工程学院，马鞍山 243002 2) 马鞍山钢铁股份有限公司，马鞍山 243000 苣通信作者，E-mail：clz1997@163.com 摘 要 为了改善 M2 高速钢中的碳化物分布，通过数值模拟详细分析了结晶器旋转对 M2 高速钢电渣重熔过程温度场、金 属熔池形状的影响，并进一步通过实验室双极串联结晶器旋转电渣炉研究了旋转速率对 M2 高速钢电渣重熔过程的影响. 采 用扫描电镜观察并分析了结晶器旋转对电渣锭中碳化物形貌、分布的影响；采用小样电解萃取实验，分析了结晶器旋转速率 对碳化物组成的影响. 结果发现，随着结晶器旋转速率的增加，渣池的高温区从芯部向边部迁移，温度分布更加均匀；金属熔 池的深度变浅，两相区的宽度收窄，从而导致局部凝固时间降低、二次枝晶间距减小. 与此相对应，随着结晶器旋转速率的增 加，M2 电渣锭的渣皮更薄、更加均匀，结晶器对电渣锭的冷却强度更大，碳化物网格开始破碎、变薄，碳化物由片状改变为细 小的棒状. X 射线衍射分析表明，不论结晶器是否旋转，碳化物的类型始终不变，由 M2C、MC 和 M6C 组成，但是随旋转速率 增加 M2C 含量增加，MC 和 M6C 含量降低. 碳化物组织得以改善的主要原因在于，结晶器旋转导致金属熔池深度降低、两相 区宽度收窄，改善了凝固条件，减轻了元素偏析. 关键词 电渣重熔；高速钢；碳化物；结晶器；数值模拟 分类号 TF744 Numerical simulation of mold rotation and its effect on carbides in HSS ESR ingot DENG Nan-yang1,2) ，SHI Xiao-fang1) ，CHEN Jia-shun1) ，CHANG Kai-hua1) ，YU Wen-chun1) ，WANG Jian-jun1) ，CHANG Li-zhong1) 苣 1) School of Metallurgy Engineering, Anhui University of Technology, Maanshan 243002, China 2) Maanshan Iron & Steel Co., Ltd., Maanshan 243000, China 苣 Corresponding author, E-mail: clz1997@163.com ABSTRACT High-speed steel contains a large amount of carbides, the shape and distribution of which have an important influence on its quality. To improve the distribution of carbides in M2 high-speed steel, the temperature field and the shape of the metal pool during the mold-rotation process were investigated in detail using a numerical simulation. Moreover, the effect of the mold-rotation speed on the electroslag remelting process was investigated using a rotating bifilar electroslag remelting furnace under laboratory conditions. The morphology and distribution of carbides in an ESR ingot were observed using an SEM, and the composition of carbides was analyzed through an electrolytic extraction experiment. Results show that with increase in mold rotation speed, the high-temperature zone of the slag pool moves from the core to the edge. Moreover, the temperature distribution becomes uniform. The depth of the metal pool becomes shallow, and the thickness of the two-phase region decreases, which results in a short local solidification time and small secondary dendrite spacing. Correspondingly, with the increase in the mold rotation speed, the slag skin of ESR ingot becomes thin and more uniform than earlier. The cooling intensity of the mold on the ESR ingot is high, and the carbide network begins to break and become thin. The morphology of carbides changes from flake to fine rod. XRD analysis determines whether the mold rotates or not， carbides always comprise M2C, MC, and M6C. However, the content of M2C increases and the contents of MC and M6C decrease with 收稿日期: 2019−07−07 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51574001，51774003）；钢铁冶金新技术国家重点实验室开放基金资助项目（KF19-05）；安徽省高校 优秀青年人才支持计划资助项目（gxyqZD2017034）；安徽工业大学创新训练项目（201910360013） 工程科学学报，第 42 卷，第 4 期：516−526，2020 年 4 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 4: 516−526, April 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.07.001; http://cje.ustb.edu.cn
邓南阳等：结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 517. the increase in mold-rotation speed.The main reason for the improvement in the carbide structure is that the mold rotation decreases the metal pool depth and two-phase zone thickness,which improves the solidification conditions and reduces the element segregation KEY WORDS electroslag remelting:high speed steel;carbide;mold;numerical simulation 高速工具钢合金含量较高，两相区温差较大 (4)渣的导热率和电导率也是与温度有关的 凝固过程十分复杂，元素偏析严重，导致铸态组织 函数，其余物性参数皆为常数 中易产生不均匀和尺寸粗大的碳化物，直接影响 1.2模型的控制方程 高速工具钢的性能.为了消除碳化物对高速钢性 （1)渣池电场-焦耳热模型☒ 能的不利影响，常常需要进行多次热变形.即使如 do 8o8o 18o (1) 此，有些大尺寸的碳化物在多次热变形后仍不能 3+ d2+ r dr 完全消除.导致高速工具钢的耐磨性、红硬性、韧 式中：p为电位，V;1为时间，s;r为柱坐标半径，m; 性等性能大幅度地下降，严重影响使用寿命 z为柱坐标高度，m. 为了改善高速钢的凝固质量，细化碳化物组 渣池通电过程产生的焦耳热Q可以描述为： 织，冶金工作者进行了大量的基础研究和技术开 Q=EJ (2) 发工作.(1)提高冷却速率-最典型的应用实例 之一就是电渣重熔由于重熔过程较高的凝固 式中：Q为发热密度，Jm3:E为渣池内的电场强 速度，可明显改善钢的凝固质量，但是随着电渣锭 度，Vm;j为渣池中的电流密度，Am2.可以分 直径的增加，芯部冷却减弱，仍出现大块的、不均 别表示成： 匀的碳化物.因此，电渣重熔高速钢对电渣锭的直 ddp -er+- -e (3) 径有严格限制.(2)粉末冶金5句能够细化晶粒， r dz 1ao-8o- 均匀组织，可从根本上解决偏析问题.但是粉末冶 j=0E- (orer+ -ez z. (4) 金工艺过程过于繁琐、生产流程长，成本高，生产 式中：e,和e,分别代表径向和轴向的电场的单位矢 效率低.(3)在高速钢母液中加入变质剂，如Mg,Re 量，Vm,σ为渣液电导率，Sm 等元素？-9.Mg能够改善钢的质量，而且微量的Mg 将以上(3)和(4)代入式(2)，可以得到渣池发 就能达到效果，对碳化物的控制也有益处，但由于 镁的蒸气压很高，在炼钢温度下极易气化，造成镁 热密度方程： 的收得率很难得到保证；Re也能够改善高速钢凝 Q= d 固质量，但是其改善凝固质量的机理没有统一的 ar (5) 说法.特别是当高速钢经过电渣重熔后，钢中的镁 (2)渣池连续性方程 或稀土很难得到保证.因此，低成本的有效提高高 a肥+p0=0 (6) 速钢凝固质量成了众多冶金工作者共同目标 o 基于以上的问题，本文设计了结晶器可旋转 式中：p为密度，kgm:为速度矢量，ms;1为时 的双极串联电渣重熔装置，在前期的研究基础 间，s. 上0-川，以M2高速钢为研究对象，通过数值模拟 (3)渣池动量方程 详细研究了结晶器旋转过程的温度场变化，并通 (pu +V(pu x u) -Vp+v(uetv而+F+Fp+f 过热态高温实验研究结晶器旋转速率对碳化物分 布、形态、组成的影响 (7) uj @R (8) 1结晶器旋转过程数值模拟 式中：，F。,分别为浮力，两相区阻力和离心力，N: 1.1模型的简化与假设 p为压力，N;p为密度，kgm3;i为速度矢量，ms； (1)在电渣重熔过程中自耗电极插入深度始 er为有效黏度，m2s;G为结晶器的线速度，ms; 终不变且自耗电极之间的距离也始终保持不变； o为结晶器的角速度，rads;R为结晶器半径，m (2)在电渣重熔过程中渣液面始终保持水平不变： (4)VOF多相流方程 (3)钢的导热率、比热容和黏度是与温度相关 da (9) 的函数，其余的物性参数均为常数： +7.(a0=0
the increase in mold-rotation speed. The main reason for the improvement in the carbide structure is that the mold rotation decreases the metal pool depth and two-phase zone thickness, which improves the solidification conditions and reduces the element segregation. KEY WORDS electroslag remelting；high speed steel；carbide；mold；numerical simulation 高速工具钢合金含量较高，两相区温差较大， 凝固过程十分复杂，元素偏析严重，导致铸态组织 中易产生不均匀和尺寸粗大的碳化物，直接影响 高速工具钢的性能. 为了消除碳化物对高速钢性 能的不利影响，常常需要进行多次热变形. 即使如 此，有些大尺寸的碳化物在多次热变形后仍不能 完全消除，导致高速工具钢的耐磨性、红硬性、韧 性等性能大幅度地下降，严重影响使用寿命. 为了改善高速钢的凝固质量，细化碳化物组 织，冶金工作者进行了大量的基础研究和技术开 发工作. （1）提高冷却速率[1−2] . 最典型的应用实例 之一就是电渣重熔[3−4] . 由于重熔过程较高的凝固 速度，可明显改善钢的凝固质量，但是随着电渣锭 直径的增加，芯部冷却减弱，仍出现大块的、不均 匀的碳化物. 因此，电渣重熔高速钢对电渣锭的直 径有严格限制. （2）粉末冶金[5−6] . 能够细化晶粒， 均匀组织，可从根本上解决偏析问题. 但是粉末冶 金工艺过程过于繁琐、生产流程长，成本高，生产 效率低. （3）在高速钢母液中加入变质剂，如 Mg，Re 等元素[7−9] . Mg 能够改善钢的质量，而且微量的 Mg 就能达到效果，对碳化物的控制也有益处，但由于 镁的蒸气压很高，在炼钢温度下极易气化，造成镁 的收得率很难得到保证；Re 也能够改善高速钢凝 固质量，但是其改善凝固质量的机理没有统一的 说法. 特别是当高速钢经过电渣重熔后，钢中的镁 或稀土很难得到保证. 因此，低成本的有效提高高 速钢凝固质量成了众多冶金工作者共同目标. 基于以上的问题，本文设计了结晶器可旋转 的双极串联电渣重熔装置，在前期的研究基础 上[10−11] ，以 M2 高速钢为研究对象，通过数值模拟 详细研究了结晶器旋转过程的温度场变化，并通 过热态高温实验研究结晶器旋转速率对碳化物分 布、形态、组成的影响. 1 结晶器旋转过程数值模拟 1.1 模型的简化与假设 （1）在电渣重熔过程中自耗电极插入深度始 终不变且自耗电极之间的距离也始终保持不变； （2）在电渣重熔过程中渣液面始终保持水平不变； （3）钢的导热率、比热容和黏度是与温度相关 的函数，其余的物性参数均为常数； （4）渣的导热率和电导率也是与温度有关的 函数，其余物性参数皆为常数. 1.2 模型的控制方程 （1）渣池电场−焦耳热模型[12] . ∂φ ∂t = ∂ 2φ ∂r 2 + ∂ 2φ ∂z 2 + 1 r ∂φ ∂r （1） 式中：φ 为电位，V；t 为时间，s；r 为柱坐标半径，m； z 为柱坐标高度，m. 渣池通电过程产生的焦耳热 Q 可以描述为： Q = ⇀ E ⇀ J （2） ⇀ E ⇀ J 式中：Q 为发热密度，J·m−3 ； 为渣池内的电场强 度，V·m−1 ； 为渣池中的电流密度，A·m−2 . 可以分 别表示成： ⇀ E = ∂φ ∂r ⇀ er + ∂φ ∂z ⇀ ez （3） ⇀ J = σ ⇀ E = σ ( ∂φ ∂r ⇀ er + ∂φ ∂z ⇀ ez ) （4） ⇀ er ⇀ ez σ 式中： 和 分别代表径向和轴向的电场的单位矢 量，V·m−1; 为渣液电导率, S·m−1 . 将以上（3）和（4）代入式（2），可以得到渣池发 热密度方程： Q = σ ( ∂φ ∂r )2 + ( ∂φ ∂z )2 （5） （2）渣池连续性方程. ∂ρ ∂t +∇(ρ ⇀ u) = 0 （6） ⇀ 式中：ρ 为密度，kg·m u −3 ； 为速度矢量，m·s−1 ；t 为时 间，s. （3）渣池动量方程. ∂(ρ ⇀ u) ∂t +∇(ρ ⇀ u × ⇀ u) = −∇p+∇(µeff∇ ⇀ u)+ ⇀ Fb + ⇀ Fp + ⇀ Fl （7） ⇀ u1 = ⇀ ωR （8） ⇀ Fb ⇀ Fp ⇀ Fl ⇀ u µeff ⇀ u1 ⇀ ω 式中： ， ， 分别为浮力，两相区阻力和离心力，N； p 为压力，N；ρ 为密度，kg·m−3 ； 为速度矢量，m·s−1 ； 为有效黏度，m 2 ·s； 为结晶器的线速度，m·s−1 ； 为结晶器的角速度，rad·s−1 ；R 为结晶器半径，m. （4）VOF 多相流方程[13] . ∂α ∂t +∇ ·(α ⇀ u) = 0 （9） 邓南阳等： 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 · 517 ·
518 工程科学学报，第42卷，第4期 式中：a为熔渣体积分数：1为时间，s:为速度矢 表1计算所需相关参数 量，ms Table 1 Relevant parameters required for calculation (5)凝固传热模型 Parameters Value =ki +S; (10) Thickness of slag pool/mm 0 Electrode diameter/mm 28 式中：k为导热系数，WmK;Cp为比热容，Jkg. Electrode gap/mm 20 K-:p为密度，kgm3:T为温度，K;t为时间，s:S为 Electrode insertion depth/mm 15 内热源，J:r为柱坐标半径，m;z为柱坐标高度，m. Mold diameter/mm 96 1.3计算所需的相关参数 Voltage/V 34 表1为计算所需要的相关参数 Mold-rotation speed /(rmin) 0,6,13,19 1.4 计算结果与分析 (1)双极串联结晶器旋转过程渣池焦耳热的 图1为不同转速下渣池的焦耳热分布.无论 分布 结晶器是否旋转，渣池内部的焦耳热分布规律是 0.20 0.20 Joule heat/(J-m-) loule heat/(J-m-) 1.9×10 2.0×109 1.8×109 1.8×109 1.6×109 0.15 1.6×109 0.15 1.4×109 1.4×109 1.2×109 1.2×109 1×109 1×109 8×108 8×103 6×108 0.10 6×10 0.10 4×108 4×10 2×10 2×10' 1×10 1×108 0.05 0.05 -0.04-0.0200.020.04 0.04-0.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 0 r-min Rotation speed 6 rmin 0.20 0.20 Joule heat/(J-m) Joule heat/(J-m) 2.1×10 2.2×109 2×109 1.8×109 1.8×109 0.15 1.6×109 0.15 1.6×109 1.4×109 1.4×109 1.2×109 1.2×10 层 1×109 1×109 8×10 8×108 0.10 6×108 0I0 6×108 4×10 4×10 2×10 2×108 1×10 1×108 0.05 0.05 -0.04-0.0200.020.04 -0.04-0.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 13 r-min- Rotation speed 19 rmin- 图1不同转速下渣池的焦耳热分布 Fig.I Joule heat distribution of slag pool with different mold-rotation speeds
⇀ 式中：α 为熔渣体积分数；t 为时间，s； u为速度矢 量，m·s−1 . （5）凝固传热模型. Cpiρ ∂T ∂t = ki ( ∂ 2T ∂r 2 + 1 r · ∂T ∂r + ∂ 2T ∂z 2 ) +S i （10） 式中：ki 为导热系数，W·m−1·K−1 ；Cpi 为比热容，J·kg−1 · K −1 ；ρ 为密度，kg·m−3 ；T 为温度，K；t 为时间，s；Si 为 内热源，J；r 为柱坐标半径，m；z 为柱坐标高度，m. 1.3 计算所需的相关参数 表 1 为计算所需要的相关参数. 1.4 计算结果与分析 （1）双极串联结晶器旋转过程渣池焦耳热的 分布. 图 1 为不同转速下渣池的焦耳热分布. 无论 结晶器是否旋转，渣池内部的焦耳热分布规律是 表 1 计算所需相关参数 Table 1 Relevant parameters required for calculation Parameters Value Thickness of slag pool/mm 40 Electrode diameter/mm 28 Electrode gap/mm 20 Electrode insertion depth/mm 15 Mold diameter/mm 96 Voltage/V 34 Mold-rotation speed / (r·min−1) 0, 6, 13, 19 Joule heat/(J·m−3) Joule heat/(J·m−3) Joule heat/(J·m−3 Joule heat/(J·m ) −3) 1.9×109 1.8×109 1.6×109 1.4×109 1.2×109 1×109 8×108 6×108 4×108 2×108 1×108 2×109 2.1×109 1.8×109 1.6×109 1.4×109 1.2×109 1×109 8×108 6×108 4×108 2×108 1×108 2.2×109 1.8×109 1.6×109 1.4×109 1.2×109 1×109 8×108 6×108 4×108 2×108 1×108 2.0×109 1.8×109 1.6×109 1.4×109 1.2×109 1×109 8×108 6×108 4×108 2×108 1×108 0.20 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 0 r·min−1 Rotation speed 6 r·min−1 Rotation speed 13 r·min−1 Rotation speed 19 r·min−1 Coordinate z/m 0.20 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 0.20 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 0.20 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 图 1 不同转速下渣池的焦耳热分布 Fig.1 Joule heat distribution of slag pool with different mold-rotation speeds · 518 · 工程科学学报，第 42 卷，第 4 期
邓南阳等：结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 519 一致的，而且为对称分布.焦耳热的最大值都存在 低了，渣池的运动能够将温度较低的渣带人至高 于自耗电极之间且靠近电极一侧的下部和上部， 温区，被加热以后又被带出.由于渣的导电率、导 这与文献中的表述一致3由于电渣锭电导率 热系数与温度有关，渣在高温区（电流密度最大的 较高，因此电渣锭当中的焦耳热要比渣中的焦耳 区域)的流入与流出，导致了高温区电导率的变化 热小一个数量级.电渣重熔过程中，电流优先选择 因而，在不同转速下温度最大数值是不相等的 “路径”最短的线路（即闭合回路中电阻最小的回 图3为渣/金界面的温度场和流场分布图.可 路)，双极串联过程中，这条最短“路径”就是电流 以看出，结晶器静止时，渣/金截面的高温区在两个 从电极一侧通过两电极中间的熔渣回到另一电 自耗电极的正下方，这与单极电渣重熔不同（高温 极.由于熔渣的导电率要远远低于钢的导电率，因 区在渣/金界面的中心)，高温区的面积较小，温度 而焦耳热最大值分布在两极之间 分布不均匀，近边缘（沿x轴方向）与远边缘（沿 (2)双极串联结品器旋转过程渣池温度场/流 y轴方向)的温差较大，中心温度较低，渣/金界面 场的分布 的流动较小且做无规则的流动：当结晶器转速为 图2为渣池表面的流场和温度场分布.当结 6rmin时，高温区依然在两个自耗电极正下方，与 晶器静止时，几乎所有的高温区集中在两根自耗 0rmin不同的是高温区变大，中心的温度也升高 电极之间，呈矩形分布；当结晶器转速为6rmin 了，边缘与边缘之间的温差减小，渣/金的流动变大 时，高温虽然还是在自耗电极的中间，但是在结晶 并且开始作环形流动：结晶器转速达到13rmin 器旋转的的作用下，已有部分高温区已经不在电 时，高温区的面积进一步增大，渣/金界面环形流动 极之间，向外发散，而且高温区的形状开始发生改 加强，高温区的位置发生了改变，开始往边缘移 变.随着结晶器转速进一步加大至13和19rmin, 动，高温区与边缘还有一定的距离，边缘与边缘之 高温区向外发散的面积更大，同时最高温度也降 间的温差得到进一步减小；当结晶器的转速为 Rotation flow velocity 0.15 m's Rotation flow velocity 0.2 m's Temperature/K Temperature/K 2350 0.04 2500 004 2300 2300 2250 2250 2200 0.02 2200 0.02 2150 2150 2100 2100 0 2050 2050 2000 1950 0.02 2000 1950 -0.02 1900 1900 1850 -0.04 1850 -0.04 1800 1800 0.04-0.020 0.02 0.04 -0.04-0.0200.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 0 rmin- Rotation speed 6 rmin- Rotation flow velocity 0.25 m-s! Rotation flow velocity 0.3 m's Temperature/K Temperature/K 0.04 0.04 2450 2400 2300 2300 2250 0.02 2250 0.02 2200 32a0 2100 2050 2050 2000 -0.02 2000 -0.02 1950 1950 1900 1900 1850 -0.04 1850 -0.04 1800 1800 -0.04-0.0200.02 0.04 -0.04-0.0200.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 13 rmin Rotation speed 19 rmin 图2 渣池表面的流场和温度场随结品器旋转的变化 Fig.2 Variations of the flow and temperature fields on the slag pool surface with different mold-rotation speeds
一致的，而且为对称分布. 焦耳热的最大值都存在 于自耗电极之间且靠近电极一侧的下部和上部， 这与文献中的表述一致[13−14] . 由于电渣锭电导率 较高，因此电渣锭当中的焦耳热要比渣中的焦耳 热小一个数量级. 电渣重熔过程中，电流优先选择 “路径”最短的线路（即闭合回路中电阻最小的回 路）. 双极串联过程中，这条最短“路径”就是电流 从电极一侧通过两电极中间的熔渣回到另一电 极. 由于熔渣的导电率要远远低于钢的导电率，因 而焦耳热最大值分布在两极之间. （2）双极串联结晶器旋转过程渣池温度场/流 场的分布. 图 2 为渣池表面的流场和温度场分布. 当结 晶器静止时，几乎所有的高温区集中在两根自耗 电极之间，呈矩形分布；当结晶器转速为 6 r·min−1 时，高温虽然还是在自耗电极的中间，但是在结晶 器旋转的的作用下，已有部分高温区已经不在电 极之间，向外发散，而且高温区的形状开始发生改 变. 随着结晶器转速进一步加大至 13 和 19 r·min−1 ， 高温区向外发散的面积更大，同时最高温度也降 低了. 渣池的运动能够将温度较低的渣带入至高 温区，被加热以后又被带出. 由于渣的导电率、导 热系数与温度有关，渣在高温区（电流密度最大的 区域）的流入与流出，导致了高温区电导率的变化， 因而，在不同转速下温度最大数值是不相等的. 图 3 为渣/金界面的温度场和流场分布图. 可 以看出，结晶器静止时，渣/金截面的高温区在两个 自耗电极的正下方，这与单极电渣重熔不同（高温 区在渣/金界面的中心），高温区的面积较小，温度 分布不均匀，近边缘（沿 x 轴方向）与远边缘（沿 y 轴方向）的温差较大，中心温度较低，渣/金界面 的流动较小且做无规则的流动；当结晶器转速为 6 r·min−1 时，高温区依然在两个自耗电极正下方，与 0 r·min−1 不同的是高温区变大，中心的温度也升高 了，边缘与边缘之间的温差减小，渣/金的流动变大 并且开始作环形流动；结晶器转速达到 13 r·min−1 时，高温区的面积进一步增大，渣/金界面环形流动 加强，高温区的位置发生了改变，开始往边缘移 动，高温区与边缘还有一定的距离，边缘与边缘之 间的温差得到进一步减小；当结晶器的转速为 Temperature/K 2350 2300 2250 2200 2150 2100 2050 2000 1950 1900 1850 1800 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 0 r·min−1 Rotation flow velocity 0.15 m·s−1 Rotation speed 6 r·min−1 Coordinate y/m Temperature/K 2500 2300 2250 2200 2150 2100 2050 2000 1950 1900 1850 1800 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation flow velocity 0.2 m·s−1 Coordinate y/m Temperature/K 2450 2300 2250 2200 2150 2100 2050 2000 1950 1900 1850 1800 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 13 r·min−1 Rotation flow velocity 0.25 m·s−1 Rotation speed 19 r·min−1 Coordinate y/m Temperature/K 2400 2300 2250 2200 2150 2100 2050 2000 1950 1900 1850 1800 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation flow velocity 0.3 m·s−1 Coordinate y/m 图 2 渣池表面的流场和温度场随结晶器旋转的变化 Fig.2 Variations of the flow and temperature fields on the slag pool surface with different mold-rotation speeds 邓南阳等： 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 · 519 ·
520 工程科学学报，第42卷，第4期 Rotation flow velocity 0.03 m-s Rotation flow velocity0.08 ms Temperature/K Temperature/K 1830 0.04 1835 0.04 1820 1820 1810 1810 0.02 0.02 1800 1800 1790 1790 1780 1780 1770 1760 1760 1750 0.02 1750 0.02 1730 1730 1700 0.04 1700 0.04 -0.04-0.02 0 0.020.04 0.04 -0.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 0 rmin Rotation speed 6 rmin Rotation flow velocity 0.15 m-s Rotation flow velocity 0.15 ms Temperature/K Temperature/K 0.04 0.04 1835 1820 1820 1810 1810 0.02 1800 0.02 1800 1790 1790 1780 1780 0 1770 1770 1760 1760 1750 -0.02 1750 1730 1730 1700 0.04 1700 -0.04 -0.04-0.0200.02 0.04 -0.040.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 13 rmin Rotation speed 19 r-min- 图3渣-金界面处的流场和温度场随结品器旋转的变化 Fig.3 Variations of the flow and temperature fields on the slag/metal-pool interface with different mold-rotation speeds 19rmin时，高温区的面积达到了最大值，高温区 ①重熔启动：实验采用热启动的方式启动.首 移动到了结晶器的边缘，渣/金截面的温差进一步 先将CaF2和Al2O3混匀，然后用石墨坩埚盛好，放 减小 入硅钼棒高温炉中熔化.当温度达到1650℃时， (3)金属熔池温度场的变化 迅速取出倒入结品器中，重熔开始 图4为电渣重熔过程电渣锭/渣池的纵向温度 ②正常重熔：重熔电压、电流分别设定为34V, 场分布.根据图4，得出了M2高速钢固/液相线的 1000A.当重熔过程稳定以后，使结晶器慢慢转动 位置，如图5所示 至设定转速.实验过程设定四个转速：0,6,13和 从图4、图5可以看出，结品器转速越大，金属 19 r-min 熔池越浅且平，两相区的厚度也减小.与结晶器 ③重熔结束：当重熔锭达到预定高度时，缓慢 静止状态相比(0rmin),结晶器旋转时，金属熔 降低结晶器转速至零，断电.当渣冒完全凝固后，脱 池深度分别降低了10.54%(19rmin),8.81% 模，迅速将电渣锭送入退火炉中进行去应力退火，退 (13rmin)和7.38%(6rmin);两相区的厚度分 火温度710℃，保温两个小时后，随炉冷却至室温 别减小了1.05%(19rmin),0.94%(13rmin)和 (3)检验分析 0.03%(6rmin). 电渣锭取样位置如图6所示 2结晶器旋转热态电渣重熔实验 ①碳化物三维形貌分析.采用HO2+HF腐 蚀液，在75℃下腐蚀2~3s即可.然后采用扫描 2.1实验 电镜-能谱进行检测分析 (1)实验设备及材料 ②碳化物的物相分析.委托国家钢铁材料测 实验设备为结品器旋转双极串联电渣重熔炉 试中心进行检测.首先对M2钢进行电解萃取，电 实验材料为M2高速工具钢 解条件为：1%四甲基氯化铵+10%乙酰丙酮甲醇 (2)实验过程 溶液，电流密度为0.04~0.06Acm2,温度控制在
19 r·min−1 时，高温区的面积达到了最大值，高温区 移动到了结晶器的边缘，渣/金截面的温差进一步 减小. （3）金属熔池温度场的变化. 图 4 为电渣重熔过程电渣锭/渣池的纵向温度 场分布. 根据图 4，得出了 M2 高速钢固/液相线的 位置，如图 5 所示. 从图 4、图 5 可以看出，结晶器转速越大，金属 熔池越浅且平，两相区的厚度也减小. 与结晶器 静止状态相比（0 r·min−1），结晶器旋转时，金属熔 池 深 度 分 别 降 低 了 10.54%（ 19 r·min−1） ， 8.81% （13 r·min−1）和 7.38%（6 r·min−1）；两相区的厚度分 别减小了 1.05%（ 19 r·min−1） ， 0.94%（ 13 r·min−1）和 0.03%（6 r·min−1）. 2 结晶器旋转热态电渣重熔实验 2.1 实验 （1）实验设备及材料. 实验设备为结晶器旋转双极串联电渣重熔炉. 实验材料为 M2 高速工具钢. （2）实验过程. ① 重熔启动：实验采用热启动的方式启动. 首 先将 CaF2 和 Al2O3 混匀，然后用石墨坩埚盛好，放 入硅钼棒高温炉中熔化. 当温度达到 1650 ℃ 时， 迅速取出倒入结晶器中，重熔开始. ② 正常重熔：重熔电压、电流分别设定为 34 V， 1000 A. 当重熔过程稳定以后，使结晶器慢慢转动 至设定转速. 实验过程设定四个转速：0，6，13 和 19 r·min−1 . ③ 重熔结束：当重熔锭达到预定高度时，缓慢 降低结晶器转速至零，断电. 当渣冒完全凝固后，脱 模，迅速将电渣锭送入退火炉中进行去应力退火，退 火温度 710 ℃，保温两个小时后，随炉冷却至室温. （3）检验分析. 电渣锭取样位置如图 6 所示. ① 碳化物三维形貌分析. 采用 H2O2 + HF 腐 蚀液，在 75 ℃ 下腐蚀 2～3 s 即可. 然后采用扫描 电镜−能谱进行检测分析. ② 碳化物的物相分析. 委托国家钢铁材料测 试中心进行检测. 首先对 M2 钢进行电解萃取，电 解条件为：1% 四甲基氯化铵+10% 乙酰丙酮甲醇 溶液，电流密度为 0.04～0.06 A·cm−2，温度控制在 Temperature/K 1830 1820 1810 1800 1790 1780 1760 1750 1730 1700 1835 1820 1810 1800 1790 1780 1760 1770 1750 1730 1700 1820 1810 1800 1790 1780 1760 1770 1750 1730 1700 1820 1810 1800 1790 1780 1760 1770 1750 1730 1700 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 0 r·min−1 Rotation flow velocity 0.03 m·s−1 Rotation speed 6 r·min−1 Coordinate y/m Temperature/K 1835 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation flow velocity 0.08 m·s−1 Coordinate y/m Temperature/K 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 13 r·min−1 Rotation flow velocity 0.15 m·s−1 Rotation speed 19 r·min−1 Coordinate y/m Temperature/K 0.04 0.02 0 −0.02 −0.04 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation flow velocity 0.15 m·s−1 Coordinate y/m 图 3 渣−金界面处的流场和温度场随结晶器旋转的变化 Fig.3 Variations of the flow and temperature fields on the slag/metal−pool interface with different mold-rotation speeds · 520 · 工程科学学报，第 42 卷，第 4 期
邓南阳等：结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 521· Temperature/K Temperature/K 50 2400 2550 2300 0.15 2300 0.15 2100 2000 2200 100 2200 -190 2100 2100 9 1900 1800 2000 2000 1900 1800 00 1900 161633 1800 1688 13 1688 1504 1504 1400 1400 1300 0.05 1300 0.05 1200 1200 1100 1100 8 1000 1000 900 000 800 290 800 0 0.04-0.020 0.020.04 0.04-0.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 0 rmin- Rotation speed 6 rmin- Temperature/K Temperature/K m 2500 2400 2300 0.15 20 2000 2300 0.15 2000200 2200 19001e00 2200 1000 2100 100 1A00 2100 2000 16 2000 号0.10 16w153 1900 1900 4 0.10 1800 0 1800 4 1688 20 1688 360 1504 1504 1400 1400 1300 0.05 目后 1300 0.05 1200 1200 1100 自 1100 1000 1000 900 900 800 0 800 0 90 -0.04-0.0200.020.04 -0.04-0.0200.020.04 Coordinate x/m Coordinate x/m Rotation speed 13rmin Rotation speed 19 rmin 图4不同结品器转速下电渣锭/渣池的纵向温度场分布 Fig.4 Longitudinal temperature distribution of the ESR ingot and slag pool with different mold-rotation speeds 135 135 (b) 130 Slag Slag 130 Liquid steel Liquid steel 1135 125 125 1130 120 1013 101.0 115 103 ■ 995 115 110 02468101214161820 19 rmin 。-13rmin- 105 ◆13r:nmn- 110 6r-min- 峡 ▲-6 rmin- 0rmin- 100 -0 rmin- 105 -Interface -Interface 0 10 20 30 0 50 0 10 20 30 0 50 Coordinate x/mm Coordinate x/mm 图5不同转速下液相线与固相线的位置.(a)液相线；(b)固相线 Fig.5 Locations of liquidus and solidus phases with different mold-rotation speeds:(a)liquidus temperature;(b)solidus temperature 0~5℃，总电流≤0.6A.电解完成后，收集电解残 ③电渣锭渣皮厚度的分析 渣并清洗干净后，将粉末干燥并进行X射线衍射 2.2结果与分析 分析. (1)渣皮厚度的统计分析
0～5 ℃，总电流≤0.6 A. 电解完成后，收集电解残 渣并清洗干净后，将粉末干燥并进行 X 射线衍射 分析. ③ 电渣锭渣皮厚度的分析. 2.2 结果与分析 （1）渣皮厚度的统计分析. Temperature/K Temperature/K 2400 2300 2200 2100 2000 1900 1800 1688 1504 1400 1300 1200 1100 1000 900 800 Temperature/K 2500 2300 2200 2100 2000 1900 1800 1688 1504 1400 1300 1200 1100 1000 900 800 Temperature/K 2400 2300 2200 2100 2000 1900 1800 1688 1504 1400 1300 1200 1100 1000 900 800 2550 2300 2200 2100 2000 1900 1800 1688 1504 1400 1300 1200 1100 1000 900 800 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Rotation speed 0 r·min−1 Rotation speed 6 r·min−1 Rotation speed 13 r·min−1 Rotation speed 19 r·min−1 Coordinate z/m 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 0.15 0.10 0.05 0 −0.04 −0.02 0 0.02 0.04 Coordinate x/m Coordinate z/m 图 4 不同结晶器转速下电渣锭/渣池的纵向温度场分布 Fig.4 Longitudinal temperature distribution of the ESR ingot and slag pool with different mold-rotation speeds 0 10 20 30 (a) (b) 40 50 105 110 115 120 125 130 135 0 5 10 15 20 110.0 110.5 111.0 111.5 112.0 112.5 113.0 113.5 19 r·min−1 13 r·min−1 6 r·min−1 0 r·min−1 Interface 19 r·min−1 13 r·min−1 6 r·min−1 0 r·min−1 Interface Liquid steel Slag Liquid steel Slag Coordinate z/mm Coordinate z/mm Coordinate z/mm Coordinate x/mm Coordinate x/mm Coordinate x/mm 0 10 20 30 40 50 95 105 100 110 115 120 125 130 135 Coordinate z/mm Coordinate x/mm 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 99.5 100.0 100.5 101.0 101.5 102.0 102.5 103.0 图 5 不同转速下液相线与固相线的位置. (a) 液相线; (b) 固相线 Fig.5 Locations of liquidus and solidus phases with different mold-rotation speeds: (a) liquidus temperature; (b) solidus temperature 邓南阳等： 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 · 521 ·
522 工程科学学报，第42卷，第4期 Slag surface Slag pool Solidified slag Slag-metal interface 15×15 Gap between slag Metal pool and mold Solidifying metal 图8渣皮形成过程 图6试样切取示意图（单位：mm) Fig.8 Formation of slag skin during the ESR process Fig.6 Schematic of sample cutting (unit:mm) 薄而均匀的渣皮不仅能够使电渣锭表面质量 结晶器的侧部传热，从而可进一步减小金属熔池 得到提高，而且也影响电渣重熔过程的传热.实验 深度 对每个电渣锭上200块渣皮厚度进行了统计，如 (2)结品器旋转对碳化物分布及微观形貌的 图7所示.可以发现，结晶器静止不动时，电渣锭 影响 的渣皮厚度分布范围大，且分布不均匀.随着结晶 M2高速钢铸态组织中的碳化物分布如图9所 器的旋转，渣皮厚度变的薄而均匀.当结晶器转速 示.不论重熔过程结品器是否旋转，碳化物都成网 达到19rmin时，渣皮厚度不大于1.4mm. 状分布，随着结晶器旋转其形貌发生了变化.当结 品器静止时，碳化物的网格较大，而且有大块的碳 180 0rmin-! 化物聚集.当旋转速度为6rmin时，仍有大块碳 160 ☑6rmin ZZ☑13rmin 化物析出，但是网格开始破碎.特别是当旋转速度 19 rmin- 120 增加至19rmin时，网格破碎明显，且网格变薄. 100 图10为碳化物的三维形貌图.结晶器静止 时，碳化物的尺寸较大，是以片状的形态出现；当 结晶器转速继续增大至6rmin和l3rmin时， 40 碳化物的形貌依旧为片状，但是随着结晶器转速 20 多影髫是 的增大，碳化物的尺寸有所减小；当结晶器转速为 19rmin时，碳化物的微观形貌发生变化，碳化物 由很多细小的棒状碳化物和纤维状碳化物组成. Thickness of slag skin/mm 研究已证实-，这种形状的碳化物，在热处理时 图7结晶器旋转速度与渣皮厚度关系 Fig.7 Relationship between mold-rotation speed and slag-skin thickness 易分解成细小的碳化物，且分解的碳化物易于球 化，从而提高最终刀具中碳化物分布的均匀性 渣皮的形成过程如图8所示.由于结晶器侧 (3)M2高速钢中碳化物组织分析 部的强冷，渣池中首先形成一层渣皮，渣皮的厚度 对0rmin和19rmin制备的电渣锭试样进 除了与渣本身的物理性质有关外，还与渣池的温 行电解，并采用X射线衍射对两个试样萃取的碳 度场分布有关.如果渣池的高温区位于中心部位， 化物粉末进行物相分析，如图11所示.无论结晶 边部的温度较低，则渣皮较厚：反之相反.传统的 器旋转与否，M2高速钢中碳化物的类型始终不 双极串联电渣重熔炉，由于渣池边部和芯部的温 变，由M2C、MC和M,C碳化物组成：其中M2C,MC 差较大，导致渣皮较厚，表面质量较差.随着结晶 和MC碳化物的衍射峰依次减弱 器旋转速度的增加，渣池的高温区从结晶器芯部 由图11的结果采用直接对比的方法可以计算 逐渐移至边部，边部温度增加.渣皮厚度降低.同 出各物相的相对质量分数.其计算方法如下m: 样，渣-金界面高温区向边部的移动，导致金属 IMCKM2CKMC 熔池的高温区也向边部移动，如图3所示.因此， WMC= IMCKM2C KM6C+IM2CKMCKM6C+IM6CKM2CKMC 渣池中形成的渣皮会部分被高温金属重新熔化， (11) 进一步降低渣皮厚度.而渣皮厚度的减小，有利于 其中：wMc为MC的相对质量分数，IMC、M2C、IM6C
薄而均匀的渣皮不仅能够使电渣锭表面质量 得到提高，而且也影响电渣重熔过程的传热. 实验 对每个电渣锭上 200 块渣皮厚度进行了统计，如 图 7 所示. 可以发现，结晶器静止不动时，电渣锭 的渣皮厚度分布范围大，且分布不均匀. 随着结晶 器的旋转，渣皮厚度变的薄而均匀. 当结晶器转速 达到 19 r·min−1 时，渣皮厚度不大于 1.4 mm. 渣皮的形成过程如图 8 所示. 由于结晶器侧 部的强冷，渣池中首先形成一层渣皮，渣皮的厚度 除了与渣本身的物理性质有关外，还与渣池的温 度场分布有关. 如果渣池的高温区位于中心部位， 边部的温度较低，则渣皮较厚；反之相反. 传统的 双极串联电渣重熔炉，由于渣池边部和芯部的温 差较大，导致渣皮较厚，表面质量较差. 随着结晶 器旋转速度的增加，渣池的高温区从结晶器芯部 逐渐移至边部，边部温度增加，渣皮厚度降低. 同 样，渣−金界面高温区向边部的移动，导致金属 熔池的高温区也向边部移动，如图 3 所示. 因此， 渣池中形成的渣皮会部分被高温金属重新熔化， 进一步降低渣皮厚度. 而渣皮厚度的减小，有利于 结晶器的侧部传热，从而可进一步减小金属熔池 深度. （2）结晶器旋转对碳化物分布及微观形貌的 影响. M2 高速钢铸态组织中的碳化物分布如图 9 所 示. 不论重熔过程结晶器是否旋转，碳化物都成网 状分布，随着结晶器旋转其形貌发生了变化. 当结 晶器静止时，碳化物的网格较大，而且有大块的碳 化物聚集. 当旋转速度为 6 r·min−1 时，仍有大块碳 化物析出，但是网格开始破碎. 特别是当旋转速度 增加至 19 r·min−1 时，网格破碎明显，且网格变薄. 图 10 为碳化物的三维形貌图. 结晶器静止 时，碳化物的尺寸较大，是以片状的形态出现；当 结晶器转速继续增大至 6 r·min−1 和 13 r·min−1 时 ， 碳化物的形貌依旧为片状，但是随着结晶器转速 的增大，碳化物的尺寸有所减小；当结晶器转速为 19 r·min−1 时，碳化物的微观形貌发生变化，碳化物 由很多细小的棒状碳化物和纤维状碳化物组成. 研究已证实[15−16] ，这种形状的碳化物，在热处理时 易分解成细小的碳化物，且分解的碳化物易于球 化，从而提高最终刀具中碳化物分布的均匀性. （3）M2 高速钢中碳化物组织分析. 对 0 r·min−1 和 19 r·min−1 制备的电渣锭试样进 行电解，并采用 X 射线衍射对两个试样萃取的碳 化物粉末进行物相分析，如图 11 所示. 无论结晶 器旋转与否，M2 高速钢中碳化物的类型始终不 变，由 M2C、MC 和 M6C 碳化物组成；其中 M2C，M6C 和 MC 碳化物的衍射峰依次减弱. 由图 11 的结果采用直接对比的方法可以计算 出各物相的相对质量分数. 其计算方法如下[17] ： wMC = IMCKM2CKM6C IMCKM2CKM6C + IM2CKMCKM6C + IM6CKM2CKMC （11） 其中： wMC 为 MC 的相对质量分数， IMC、IM2C、IM6C 15×15 30 96 图 6 试样切取示意图（单位：mm） Fig.6 Schematic of sample cutting (unit: mm) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 1.2−1.4 1.4−1.6 1.6−1.8 1.8−2.0 2.0−2.2 2.2−2.4 2.4−2.6 2.6−2.8 2.8−3.0 Number of slag skin Thickness of slag skin/mm 0 r·min−1 6 r·min−1 13 r·min−1 19 r·min−1 0−1.2 图 7 结晶器旋转速度与渣皮厚度关系 Fig.7 Relationship between mold-rotation speed and slag-skin thickness Solidifying metal Metal pool Slag-metal interface Slag surface Slag pool Solidified slag Gap between slag and mold 图 8 渣皮形成过程 Fig.8 Formation of slag skin during the ESR process · 522 · 工程科学学报，第 42 卷，第 4 期
邓南阳等：结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 523. 0rmin 6rmin 13rmin 19 rmin 755 图9不同结品器转速对网状碳化物的影响 Fig.9 Effect of different mold-rotation speeds on the carbide network 0rmin 6rmin 13 rmin- 19rmin- 图10不同结品器转速下碳化物的三维形貌 Fig.10 Three-dimensional morphology of the carbides under different mold-rotation speeds 为MC、M,C、M,C衍射峰中最强峰的衍射强度， 相对质量分数为88.54%，较上者增加了13.44% KMc、KM2C、KMsc是与待测物质结构相关、而与含 MC碳化物相对质量分数为5.44%，而M,C碳化物 量无关的物理量.计算结果如图12所示.从中可 减少至6.01%，减少了61.40%.在热处理过程中， 知，当结晶器静止时，以M2C碳化物为主，其相对 由于M2C碳化物的高温不稳定性，它可以分解成 质量分数为78.05%，MC碳化相对质量分数为 更为细小的MC和MC且利于球化，可以改善 6.36%,MC碳化物相对质量分数为15.58%.而转 M2高速钢中碳化物的分布；M,C碳化物为鱼骨 速为19rmin时，同样是以MC碳化物为主，其 状，在高温下能够保持稳定，不易被分解，同时在
KMC KM2C KM6C 为 MC、M2C、M6C 衍射峰中最强峰的衍射强度， 、 、 是与待测物质结构相关、而与含 量无关的物理量. 计算结果如图 12 所示. 从中可 知，当结晶器静止时，以 M2C 碳化物为主，其相对 质量分数 为 78.05%， MC 碳化相对质量分数 为 6.36%，M6C 碳化物相对质量分数为 15.58%. 而转 速为 19 r·min−1 时，同样是以 M2C 碳化物为主，其 相对质量分数为 88.54%，较上者增加了 13.44%； MC 碳化物相对质量分数为 5.44%，而 M6C 碳化物 减少至 6.01%，减少了 61.40%. 在热处理过程中， 由于 M2C 碳化物的高温不稳定性，它可以分解成 更为细小 的 MC 和 M6C 且利于球化 ，可以改 善 M2 高速钢中碳化物的分布；M6C 碳化物为鱼骨 状，在高温下能够保持稳定，不易被分解，同时在 0 r·min−1 6 r·min−1 13 r·min−1 19 r·min−1 图 9 不同结晶器转速对网状碳化物的影响 Fig.9 Effect of different mold-rotation speeds on the carbide network 6 r·min−1 0 r·min−1 13 r·min−1 19 r·min−1 图 10 不同结晶器转速下碳化物的三维形貌 Fig.10 Three-dimensional morphology of the carbides under different mold-rotation speeds 邓南阳等： 结晶器旋转数值模拟及对高速钢电渣锭碳化物的影响 · 523 ·
524 工程科学学报，第42卷，第4期 2000 0rmin- 2500 19 rmin-1 1500 1-M2C 2000 1-M2C 2-VC 2-VC 3-MC 1500 3-MC 1000 ('n'eyAuisuaju 1000 500 500 3332LL 20253035404550556065707580859095100 20 40 60 80 100 2a) 20M) 图11结品器转速为0与9r~min时高速钢萃取碳化物粉末的X射线衍射图 Fig.11 XRD pattern of carbide powder obtained from high-speed steel at the mold-rotation speed 0 and 9 rmin 100 Z☑0rmin-' ▣19rmin- 80 65432 B 0 30 MC Carbide type☑ VZZZ53 N M,C MC Carbide type 图12结品器转速对碳化物组成的影响 图13电渣重熔过程金属熔池的界面形状 Fig.12 Effect of mold-rotation speed on carbide composition Fig.13 Interface shape of metal pool during ESR 轧制过程中也不易破碎，即使被破碎，也会带有棱 Flemings!指出，局部凝固时间LST和枝晶晶 角和尖角，增大M2高速钢开裂的几率，因此MC 轴间距d的关系为： 的降低也有利于高速钢质量的改善 logd =k+k2logLST (14) (4)分析 式中：d为晶轴间距，m:k1、为常数，由合金成 碳化物组织的细化与局部凝固时间有关.局 分确定. 部凝固时间(LST)标志合金在固液两相区的停留 从图13可以看出，随着结晶器的旋转，金属熔 时间，即合金完成凝固所消耗的时间，它是评定合 池深度降低，0角度增大，由公式(12)，局部凝固速 金显微结构的重要判据，决定合金一次晶轴间距、 度增加.同时，两相区厚度即X也随着结品器旋转 二次晶轴间距.局部凝固时间越短，枝晶间距越 速度的增加而降低.根据公式(13)，局部凝固时间 小，元素偏析越轻，有利于碳化物的细化.图13为 减少.根据公式(14).枝晶间距降低，元素偏析 电渣重熔过程金属熔池的界面形状.电渣重熔 减轻 过程中，局部凝固时间、局部凝固速度的表达式 在M2凝固过程中，由于选分结晶，当C元素 如下 与V、Mo、Cr、W等合金元素的溶度积达到了析 Vr=V.sine (12) 出的热力学条件时，一次碳化物产生，并在随后的 IST (13) 凝固过程中长大.当结晶器静止时，二次枝晶间距 较大，元素偏析较重，为碳化物的长大提供了空 式中：V,为局部凝固速度，mm:min;X为两相区宽 间，如图14(a)所示(PDA为一次枝晶臂：SDA为 度，mm;V为电渣重熔轴向速度，mm:min;LST为 二次枝品臂)，因此碳化物的尺寸较大；当结晶 局部凝固时间，min:0为局部界面的切线与界面轴 器转速增大，枝晶间距变小，元素偏析程度减轻， 向BB'的交角（图13）. 碳化物生长的空间受限，碳化物的长大被抑制，如
轧制过程中也不易破碎，即使被破碎，也会带有棱 角和尖角，增大 M2 高速钢开裂的几率，因此 M6C 的降低也有利于高速钢质量的改善. （4）分析. 碳化物组织的细化与局部凝固时间有关. 局 部凝固时间（LST）标志合金在固液两相区的停留 时间，即合金完成凝固所消耗的时间，它是评定合 金显微结构的重要判据，决定合金一次晶轴间距、 二次晶轴间距. 局部凝固时间越短，枝晶间距越 小，元素偏析越轻，有利于碳化物的细化. 图 13 为 电渣重熔过程金属熔池的界面形状. 电渣重熔 过程中，局部凝固时间、局部凝固速度的表达式 如下[18] . Vr = V ·sinθ （12） LST = X Vr （13） 式中：Vr 为局部凝固速度，mm·min−1 ；X 为两相区宽 度，mm；V 为电渣重熔轴向速度，mm·min−1 ；LST 为 局部凝固时间，min；θ 为局部界面的切线与界面轴 向 BB’的交角（图 13）. Flemings[19] 指出，局部凝固时间 LST 和枝晶晶 轴间距 d 的关系为： logd = k1 +k2 logLST （14） 式中：d 为晶轴间距，μm；k1、k2 为常数，由合金成 分确定. 从图 13 可以看出，随着结晶器的旋转，金属熔 池深度降低，θ 角度增大，由公式（12），局部凝固速 度增加. 同时，两相区厚度即 X 也随着结晶器旋转 速度的增加而降低. 根据公式（13），局部凝固时间 减少. 根据公式（14），枝晶间距降低，元素偏析 减轻. 在 M2 凝固过程中，由于选分结晶，当 C 元素 与 V、Mo、Cr、W 等合金元素的溶度积达到了析 出的热力学条件时，一次碳化物产生，并在随后的 凝固过程中长大. 当结晶器静止时，二次枝晶间距 较大，元素偏析较重，为碳化物的长大提供了空 间，如图 14（a）所示（PDA 为一次枝晶臂；SDA 为 二次枝晶臂），因此碳化物的尺寸较大；当结晶 器转速增大，枝晶间距变小，元素偏析程度减轻， 碳化物生长的空间受限，碳化物的长大被抑制，如 1 1 1 11 1 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 3 3 3 3 3 3 3 333 3―M6C 1―M2C 2―VC 0 r·min−1 3―M6C 1―M2C 2―VC 19 r·min−1 2 11 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 3 3 3 3 3 3 2 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95100 0 500 1000 1500 2000 Intensity/(a.u.) Intensity/(a.u.) 20 40 60 80 100 0 500 1000 1500 2000 2500 2θ/(°) 2θ/(°) 图 11 结晶器转速为 0 与 9 r·min−1 时高速钢萃取碳化物粉末的 X 射线衍射图 Fig.11 XRD pattern of carbide powder obtained from high-speed steel at the mold-rotation speed 0 and 9 r·min−1 0 20 40 60 80 100 Carbide type Mass percentage/% MC M6C Mass percentage/% Carbide type 0 r·min−1 19 r·min−1 M2C MC 0 1 2 3 4 5 6 图 12 结晶器转速对碳化物组成的影响 Fig.12 Effect of mold-rotation speed on carbide composition E′ A′ B′ E A B C θ D 图 13 电渣重熔过程金属熔池的界面形状 Fig.13 Interface shape of metal pool during ESR · 524 · 工程科学学报，第 42 卷，第 4 期
