含硼10B21冷鐓鋼鑄坯表面開裂原因及控制

趙文淵 石春陽 鄒 虎 黃 雁 陳永峰 陶群南

（蕪湖新興鑄管有限責(zé)任公司，安徽 蕪湖 241000）

近年來，隨著鋼材朝著“輕量化”方向發(fā)展，對(duì)鋼材性能提出了更高的要求，通過添加Al、Ti、B等合金元素實(shí)現(xiàn)細(xì)晶強(qiáng)化及析出強(qiáng)化的高強(qiáng)度鋼發(fā)展迅猛，并被廣泛應(yīng)用于石油化工、交通運(yùn)輸、海洋工程等領(lǐng)域［1-3］。線材用含硼10B21冷鐓鋼通過添加硼元素來提高淬透性，連鑄凝固過程中B、Ti的碳氮化物沿奧氏體晶界呈鏈狀析出，起釘扎奧氏體晶界的作用，有效阻止再結(jié)晶奧氏體的晶界和位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)。但晶界附近的無析出帶顯著降低了晶間結(jié)合力，導(dǎo)致鑄坯熱塑性降低，開裂敏感性增大［4-7］。國內(nèi)某鋼廠生產(chǎn)的含硼10B21冷鐓鋼連鑄坯表面易產(chǎn)生星狀裂紋，本文分析了裂紋形成的原因，并提出了預(yù)防措施，即優(yōu)化二次冷卻工藝，取得了良好的效果。

1 鑄坯表面裂紋的特征及原因

生產(chǎn)含硼10B21冷鐓鋼鑄坯的工藝流程為120 t轉(zhuǎn)爐→120 t精煉爐→180 mm×180 mm連鑄，鑄坯表面裂紋的宏觀和微觀形貌如圖1（a，b）所示。裂紋近似簇狀或不閉環(huán)的多邊形，沿奧氏體晶界擴(kuò)展，深487 μm，裂紋附近無脫碳現(xiàn)象。另外，采用掃描電子顯微鏡附帶的能譜儀分析了近裂紋處的成分，結(jié)果如圖1（c）所示，無卷渣和有害元素富集。

圖1 10B21鋼鑄坯表面裂紋的宏觀（a）和微觀（b）形貌以及近裂紋處的能譜分析（c）Fig.1 Macrograph（a）and micrograph（b）of the surface crack，and energy spectrum analysis（c）near the crack at the 10B21 steel cast billet

裂紋處無脫碳、卷渣及有害元素富集，說明10B21鋼鑄坯表面裂紋并不是在結(jié)晶器內(nèi)而是在連鑄二冷區(qū)產(chǎn)生的，因此對(duì)原有的二冷制度進(jìn)行評(píng)估，并提出優(yōu)化措施。

2 連鑄機(jī)原有二冷制度

2.1 連鑄機(jī)二冷區(qū)結(jié)構(gòu)參數(shù)

連鑄機(jī)二冷區(qū)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。從表1可以看出，拉坯方向二冷各段長度逐漸增加，有利于鑄坯在拉坯方向均勻冷卻，確保鑄坯表面質(zhì)量。

表1 連鑄機(jī)二冷區(qū)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of the secondary cooling zone in the continuous caster

2.2 連鑄二冷水控制模型

連鑄二冷水控制模型是二冷區(qū)各回路水量隨拉速變化的工藝控制模型，公式如下：

式中：Q表示二次冷卻水量，L/min；v表示連鑄機(jī)拉坯速度，m/min；a為系數(shù)。

某廠生產(chǎn)含硼10B21冷鐓鋼時(shí)連鑄機(jī)二冷區(qū)各回路水量隨拉速的變化如圖2所示。從圖2可以看出，拉速低于0.6 m/min時(shí)（開澆或澆鑄末期的非穩(wěn)態(tài)階段），該工藝模型的控制方式僅開啟0區(qū)水量，且自動(dòng)關(guān)閉1～4區(qū)水量，以確保開澆時(shí)不漏鋼。但此階段鑄坯表面回溫高，即鑄坯在0區(qū)時(shí)表面溫度低，進(jìn)入1區(qū)后表面溫度瞬間上升。圖3為低拉速條件下鑄坯表面中心/角部溫度的變化。從圖3可以看出，鑄坯表面中心的回溫速率為298℃/m，角部回溫速率達(dá)630℃/m，均不符合冶金準(zhǔn)則所要求的特殊區(qū)內(nèi)（如二冷區(qū)過渡段和空冷段等）鑄坯表面最大回溫速率不超過100℃/m［8］，對(duì)鑄坯表面質(zhì)量控制不利。

圖2 二冷區(qū)各回路水量隨拉速的變化Fig.2 Variation of water quantity of each circuit in the secondary cooling zone with casting speed

圖3 低拉速連鑄時(shí)10B21鋼鑄坯表面和角部溫度隨與彎月面距離的變化Fig.3 Variation of surface and corner temperatures of the 10B21 steel billet with distance from meniscus during continuous casting at low casting speed

另外，從式（1）可以看出，該工藝模型僅建立了瞬時(shí)拉速與二冷水量之間的線性變化關(guān)系，即水量隨瞬時(shí)拉速的變化而變化，易導(dǎo)致非穩(wěn)態(tài)澆鑄條件下二冷區(qū)連鑄坯表面溫度產(chǎn)生較大波動(dòng)。該模型也未考慮過熱度對(duì)鑄坯表面溫度的影響，過熱度變化會(huì)影響二冷區(qū)連鑄坯溫度波動(dòng)，可能造成表面溫度偏離要求或凝固終點(diǎn)位置的改變，對(duì)二冷末端電磁攪拌、輕壓下、重壓下等裝備的使用效果及鑄坯質(zhì)量產(chǎn)生不利影響［9］?？傊?，實(shí)際生產(chǎn)中該工藝模型難以保證二冷區(qū)鑄坯表面溫度的均勻性，需進(jìn)一步優(yōu)化二冷工藝模型。

2.3 二冷工藝制度

鑄坯表面的溫度梯度決定于二冷工藝制度。不同拉速條件下10B21鋼鑄坯矯直點(diǎn)處的表面溫度如表2所示。

表2 以不同拉速連鑄的10B21鋼鑄坯矯直點(diǎn)處的表面溫度Table 2 Surface temperatures at straightening point of the 10B21 steel billet continuously cast at different casting speeds

從表2可以看出，不同拉速連鑄的10B21鋼鑄坯矯直點(diǎn)處的表面溫度均低于900℃，未能避開鑄坯的二次低延性區(qū)［10-11］，不利于防止表面裂紋的產(chǎn)生。

根據(jù)矯直點(diǎn)處的溫度修正了二冷區(qū)的傳熱邊界條件，計(jì)算出1.4 m/min拉速條件下10B21鋼鑄坯表面溫度，如圖4所示。從圖4可以看出，鑄坯在二冷區(qū)的溫度波動(dòng)大，不利于鑄坯的表面質(zhì)量。另外，在原二次冷卻水分配制度下，隨著拉速的增大，3區(qū)、4區(qū)的水量基本不變。圖5為原二冷工藝條件下二冷3區(qū)、4區(qū)的噴淋冷卻狀況。從圖5可知，原二次冷卻制度下3區(qū)、4區(qū)的冷卻水噴淋效果差，二次冷卻不均勻，不利于確保鑄坯表面質(zhì)量。其主要原因是二冷噴嘴有最小水量（或最小水壓）的要求，當(dāng)水量小于要求的最小值時(shí)，噴嘴壓力不足，霧化效果差，噴淋面積小，冷卻強(qiáng)度低。因此，二冷工藝制度也需進(jìn)一步優(yōu)化。

圖4 以1.4 m/min拉速連鑄的10B21鋼鑄坯表面溫度隨與彎月面距離的變化Fig.4 Variation of surface temperature of the 10B21 steel billet continuously cast at casting speed of 1.4 m/min with distance from meniscus

圖5 原二次冷卻制度下二冷3區(qū)（a）和4區(qū)（b）的噴淋狀況Fig.5 Spray conditions of secondary cooling zones 3 （a）and 4 （b）under the original secondary cooling system

3 連鑄機(jī)二冷區(qū)工藝優(yōu)化

3.1 二冷工藝模型的優(yōu)化

一般情況下，二冷工藝模型采用二冷各段（各冷卻回路）水量與拉速的變化為一元二次曲線的形式，公式如下：

在此基礎(chǔ)上，本文采用修正的有效拉速代替實(shí)際拉速，并綜合考慮了鋼液過熱度、二冷進(jìn)水溫度等因素對(duì)二冷水量的影響，公式如下：

式中：Qi為二冷某一噴淋冷卻段的水量，L/min；v（m，i）為第i回路修正的有效拉速，m/min；i為二冷噴淋冷卻區(qū)的段數(shù)，i ＝0 ～4；ai、bi、ci為仿真優(yōu)化計(jì)算數(shù)據(jù)回歸獲得的系數(shù)；d為過熱度影響系數(shù)，即過熱度增加（減?。?℃所需增加（減?。┑乃?，與鋼種、鑄坯截面尺寸、鑄機(jī)的二冷結(jié)構(gòu)等因素有關(guān)，L/（min·℃）；Fi為系數(shù)，與二冷水溫有關(guān)；E為目標(biāo)過熱度；ΔT為中包過熱度；Ki為修正系數(shù)。

3.1.1 系數(shù)ai、bi、ci的確定

在確定鋼種（即鋼的熱物理性能）、最常用的過熱度和拉速后進(jìn)行仿真和反復(fù)模擬及優(yōu)化計(jì)算，即可獲得一定拉速下的二冷區(qū)各噴淋段的合適的冷卻水量。在上述計(jì)算的基礎(chǔ)上，將二冷區(qū)各段水量隨拉速變化的數(shù)據(jù)進(jìn)行多項(xiàng)式回歸，獲得二冷區(qū)各段水量與拉速的變化關(guān)系，即可確定合理的ai、bi、ci系數(shù)，如表3 所示。

表3 二冷區(qū)各段模型系數(shù)ai、bi、ci值Table 3 Values of model coefficients ai，biand ci of the secondary cooling system

3.1.2 系數(shù)d 的確定

確定d值的原則和方法為：在不同澆鑄溫度下，通過數(shù)值仿真計(jì)算，保持在相同拉速下凝固點(diǎn)的位置基本不變。通過離線仿真計(jì)算的不同過熱度條件下二冷區(qū)總配水量的變化（調(diào)整過程中需保持鑄坯凝固點(diǎn)的位置不變）如表4所示。在此基礎(chǔ)上，通過線性擬合得出系數(shù)d隨拉速的變化，如圖6所示，線性關(guān)系如下：

表4 過熱度影響系數(shù)d值隨拉速的變化Table 4 Superheat influence coefficient d value versus the casting speed L/（min·℃）

圖6 過熱度影響系數(shù)d隨拉速的變化Fig.6 Variation of the superheat influence coefficient d with the casting speed

3.1.3 系數(shù)Fi的確定

系數(shù)Fi的確定應(yīng)考慮不同季節(jié)二冷水的溫度，通常主要考慮夏季和冬季?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)溫發(fā)現(xiàn)，夏季二冷水的進(jìn)水溫度為45℃，冬季二冷水的進(jìn)水溫度為20℃ 。蔡開科等［11］研究發(fā)現(xiàn)，二冷水溫主要影響噴淋的換熱系數(shù)h，具體關(guān)系如下：

式中：h為水的換熱系數(shù)；a、b為系數(shù)；W為水流密度；tw為水溫，℃。經(jīng)計(jì)算與模擬仿真，最終得出不同季節(jié)二冷區(qū)各段Fi值，如表5所示。

表5 不同季節(jié)二冷區(qū)各段Fi值Table 5 Fivalues of the secondary cooling system in different seasons cold zones

3.2 二冷制度的優(yōu)

從以上計(jì)算分析可知，如果執(zhí)行原二冷制度，二冷區(qū)鑄坯表面溫度波動(dòng)大。為確保鑄坯表面溫度（矯直點(diǎn)處表面溫度）均勻，采用新的二冷工藝模型，對(duì)不同拉速下二冷區(qū)各段的水量進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化后的二冷區(qū)配水量如表6所示。

表6 拉速與優(yōu)化后的二冷區(qū)配水量之間的關(guān)系Table 6 Relation of casting speed to optimized water distribution in the secondary cooling zone

3.3 仿真結(jié)果與分析

根據(jù)所確定的10B21鋼二冷配水及工藝模型，采用仿真技術(shù)可獲得相關(guān)的二冷工藝模型系數(shù)，如圖7～圖9所示。圖7為冷卻水量隨鑄坯拉速的變化，圖8為低拉速下（0.6 m/min）鑄坯表面溫度，圖9為正常澆鑄速度下（1.4 m/min）鑄坯表面溫度。

圖7 冷卻水量隨鑄坯拉速的變化Fig.7 Quantity of cooling water versus casting speed

從圖8可以看出，采用優(yōu)化的二冷模型和二冷制度，大幅度減少了鑄坯在二冷區(qū)的表面回溫。從圖9可以看出，在正常澆鑄速度下鑄坯在二冷區(qū)的表面溫度波動(dòng)明顯減小，且表面回溫速率僅80℃/m，符合冶金準(zhǔn)則。以不同拉速連鑄的10B21鋼鑄坯矯直點(diǎn)處的表面溫度如表7所示，均高于900℃，避開了鑄坯的二次低延性區(qū)，能有效防止鑄坯矯直時(shí)角部開裂等缺陷。

圖8 低拉速連鑄時(shí)鑄坯表面溫度隨與彎月面距離的變化Fig.8 Variation of surface temperature of the billet with distance from meniscus during continuous casting at low casting speed

圖9 以正常拉速連鑄時(shí)鑄坯表面溫度隨與彎月面距離的變化Fig.9 Variation of surface temperature of the billet with distance from meniscus during continuous casting at normal casting speed

表7 拉速與10B21鋼鑄坯矯直點(diǎn)處表面溫度之間的關(guān)系Table 7 Relation of surface temperature at straightening point of the 10B21 steel billet to casting speed

另外，采用優(yōu)化的二冷模型和二冷制度使二冷各區(qū)水量達(dá)到了噴嘴最小水量（或最小水壓）的要求，從而確保了各冷卻區(qū)的噴淋效果，如圖10所示。

圖10 二冷制度優(yōu)化后二冷3區(qū)（a）和4區(qū)（b）的噴淋狀況Fig.10 Spray conditions in the secondary cooling zones 3（a）and 4（b）after secondary cooling system being optimized

3.4 應(yīng)用效果

為將新開發(fā)的二冷工藝模型用于實(shí)際生產(chǎn)，開發(fā)了二冷控制軟件平臺(tái)，如圖11所示。采用該二冷控制技術(shù)生產(chǎn)的含硼10B21冷鐓鋼鑄坯表面裂紋明顯減少，如圖12所示。目前，新二冷工藝模型已在該企業(yè)應(yīng)用，2020年7月至2021年3月生產(chǎn)的含硼10B21冷鐓鋼鑄坯，表面裂紋產(chǎn)生的概率從采用新模型前的12.1%降到了0.5%以下，有效保障了含硼等微合金鋼連鑄坯的高質(zhì)量與高效化生產(chǎn)。

圖11 二冷模型軟件平臺(tái)Fig.11 Software platform of the secondary cooling model

圖12 二冷制度優(yōu)化后鑄坯的宏觀形貌Fig.12 Appearance of the cast billet after the secondary cooling system being optimized

4 結(jié)論

（1）含硼10B21冷鐓鋼鑄坯表面裂紋處無脫碳、卷渣及有害元素富集，可認(rèn)為裂紋產(chǎn)生于連鑄二冷區(qū)。

（2）原二冷工藝模型和工藝制度的優(yōu)化顯著減小了二冷區(qū)鑄坯的表面溫差，以正常速度澆鑄的鑄坯在二冷區(qū)的表面回溫速率僅為80℃/m，符合冶金準(zhǔn)則。此外，以不同拉速連鑄的鑄坯矯直點(diǎn)處的表面溫度均高于900℃，避開了鑄坯的二次低延性區(qū)，能有效防止鑄坯矯直時(shí)表面開裂。

（3）在新二冷工藝模型的基礎(chǔ)上開發(fā)了二冷模型軟件平臺(tái)并成功應(yīng)用于連鑄生產(chǎn)，含硼10B21冷鐓鋼鑄坯表面裂紋產(chǎn)生的概率從原來的12.1%降到了0.5%以下。