CSP工藝Q235B熱軋帶鋼邊部裂紋成因分析

彭其春，楊 柳，劉炳宇，錢 龍，李具中，何金平

（1.武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北武漢，430081；2.武漢鋼鐵股份有限公司，湖北武漢，430080）

CSP工藝Q235B熱軋帶鋼邊部裂紋成因分析

彭其春1，楊 柳1，劉炳宇2，錢 龍2，李具中2，何金平2

（1.武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北武漢，430081；2.武漢鋼鐵股份有限公司，湖北武漢，430080）

為減少采用CSP工藝生產的Q235B熱軋帶鋼邊部裂紋缺陷，分別在Q235B連鑄坯和熱軋帶鋼裂紋處進行取樣，通過宏觀形貌、金相組織、掃描電鏡及能譜分析等方法，研究鑄坯角部橫裂紋與熱軋帶鋼邊部裂紋的演變規律和形態變化。結果表明，結晶器卷渣、冷卻不均勻是產生連鑄坯角部裂紋的主要原因；第2道次過渡帶鋼的金相組織中出現混晶現象，裂紋邊上存在脫碳現象；熱軋帶鋼邊部裂紋主要源自于鑄坯裂紋，并在軋制過程中得到擴展。根據連鑄工藝參數，對邊部裂紋缺陷率與液渣層厚度、保護渣消耗量、結晶器振動參數、中間包過熱度、結晶器傳熱參數以及鑄坯寬度的關系進行統計分析，并提出相應的邊部裂紋控制工藝措施。

熱軋帶鋼；薄板坯；連鑄；邊部裂紋；Q235B

目前，國內采用CSP工藝生產的熱軋板卷因鋼種成分和工藝參數的不同，其邊部裂紋產生的原因也各不相同。廣州珠江鋼鐵有限責任公司CSP熱軋薄板邊裂的主要原因是鋼中殘余元素特別是銅含量過高［1］；鑄坯邊部“過冷”使其矯直時處于裂紋敏感區是馬鞍山鋼鐵股份有限公司CSP熱軋薄板表面邊裂的主要成因，而鋼中夾雜物及氮、鋁的增加是邊裂產生的誘發因素［2］；漣源鋼鐵集團有限公司CSP熱軋板卷邊裂的主要原因是鑄坯二冷不均勻，導致Al N析出和晶界脆性，帶鋼在彎曲和矯直時產生邊裂［3］。

某鋼鐵公司CSP分廠生產的熱軋薄板坯板卷表面質量問題屢有出現，其中，Q235B等中碳鋼種因裂紋、破邊、結疤等缺陷問題導致的板卷鋼質平均改判率較高，這些缺陷嚴重影響了后道工序的產品質量及加工成本。為此，本文通過金相分析、掃描電鏡、能譜分析等方法，對該廠Q235B熱軋帶鋼主要缺陷之一——邊裂現象的產生原因進行分析，并據此提出相應的工藝控制措施。

1 Q235B熱軋帶鋼邊裂缺陷統計

CSP分廠生產的Q235B熱軋帶鋼的邊裂缺陷統計數據如表1所示。由表1可知，邊部裂紋主要發生在熱軋帶鋼卷的上工作側和上傳動側，其缺陷發生率分別為1.61%和2.21%，即工作側的邊裂發生率略低于傳動側的邊裂發生率，熱軋帶鋼卷的下工作側和下傳動側基本未發現邊裂缺陷。這主要是因為進入矯直前鑄坯表面溫度位于脆性敏感區，矯直時鑄坯內弧受拉應力，外弧受壓應力，因此帶鋼卷的上側較容易出現邊裂。

表1 Q235B熱軋帶鋼邊裂缺陷統計（單位：%）Table 1 Edge crack defect statistics of Q235B hot rolling strip

2 鑄坯角部及帶鋼邊部裂紋分析

2.1 鑄坯角部橫裂紋

Q235B鑄坯角部裂紋的宏觀形貌如圖1所示。從圖1中可以看出，鑄坯表面出現大量凹陷，側面振痕清晰，深度為1～2 mm，且角部振痕比中部振痕要深；角部裂紋出現在振痕波谷及其周邊，裂紋長度為5～10 mm、深度為3～10 mm。測量得出振痕的平均間距為15.5 mm，這與通過振動曲線公式［4］計算出的振痕平均間距15.152 mm相差不大。

圖1 鑄坯角部裂紋宏觀形貌（側表面）Fig.1 Macro－morphology of slab corner crack（lateral surface）

從鑄坯上切取裂紋部位制成10 mm×10 mm×10 mm的試樣，進行掃描電鏡及能譜分析，結果如圖2和表2所示。

圖2 Q235B鑄坯角部裂紋SEM照片Fig.2 SEM image of corner crack in Q235B casting blank

表2 鑄坯角部裂紋夾雜物成分（wB／%）Table 2 Inclusion contents of corner crack in Q235B casting blank

從圖2中可以看出，鑄坯角部裂紋邊緣有大型夾雜物鑲嵌于鋼基體中，在掃描電鏡下呈亮白色，通過能譜掃描分析，推斷夾雜物包含大量C和Al2O3－SiO2－K2O－CaO－Na2O系的復合成分。由此可見，在連鑄過程中有結晶器保護渣的卷入，導致結晶器和鑄坯間渣膜分布不均，影響鑄坯傳熱的均勻性，使得局部凝固坯殼成長滯后，局部坯殼較薄。與其他部位相比，坯殼薄的部位溫度高，凝固速度慢，凝固收縮較晚，因此相鄰區域的凝固收縮會對其產生作用力，形成厚度不均勻的初始坯殼，鑄坯表面容易產生凹陷，嚴重時會惡化形成裂紋。

2.2 過渡帶鋼邊部裂紋

Q235B第2道次過渡帶鋼邊裂試樣的宏觀形貌如圖3所示。由圖3可見，過渡帶鋼邊部橫裂紋長度達100 mm，深度達35 mm，開口寬度約為20 mm，裂紋深入基體，尾部尖銳，有明顯的擴展之勢，從過渡帶鋼側邊觀察到掉塊現象。距主裂紋30 mm處，有長度約為40 mm的較淺裂紋，不連續分布，與主裂紋呈三角狀。將過渡帶鋼邊裂試樣的上表面刨去2 mm后，可觀察到很多微小裂紋。

圖3 第2道次過渡帶鋼邊部裂紋缺陷宏觀形貌Fig.3 Macro－morphology of edge crack in F2 transition strip

過渡帶鋼邊部裂紋的微觀形貌及其能譜分析結果如圖4和表3所示。由圖4和表3可見，在裂紋內含有夾雜物，其主要成分是F、Si和Ca。將裂紋試樣表面用4%硝酸酒精侵蝕后觀察其金相組織，如圖5所示。由圖5可見，該試樣表面存在混晶現象，裂紋周邊的晶粒明顯比正常部位的晶粒粗大。大尺寸的晶粒間易形成應力集中，使得帶鋼開裂的機會增加［5］。另外，從圖5（b）中可以觀察到，裂紋邊上存在脫碳現象。

2.3 熱軋帶鋼邊部裂紋

Q235B熱軋帶鋼邊裂試樣的宏觀形貌如圖6所示。由圖6可見，帶鋼邊沿存在多處裂紋，分布較廣，裂紋與帶鋼軋制方向呈30°～60°，長度為5～10 mm，且裂紋深入帶鋼內部。

圖4 過渡帶鋼邊部裂紋的SEM照片Fig.4 SEM image of edge crack in F2 transition strip

表3 過渡帶鋼邊部裂紋夾雜物成分（wB／%）Table 3 Inclusion contents of edge crack in F2 transition strip

圖6 Q235B熱軋帶鋼邊裂宏觀形貌Fig.6 Macro－morphology of edge crack in Q235B hot rolling strip

圖7 熱軋帶鋼邊裂試樣SEM照片Fig.7 SEM images of edge crack in hot rolling strip

表4 熱軋帶鋼邊部裂紋夾雜物成分（wB／%）Table 4 Inclusion contents of edge crack in hot rolling strip

圖7和表4為帶鋼邊裂試樣的SEM照片及其能譜分析結果。由圖7和表4可見，裂紋處分布著大量小顆粒的夾雜物，其成分與鑄坯角部裂紋夾雜物的成分相似，主要含有結晶器保護渣成分，其中C含量較多。但此處的夾雜物比鑄坯中發現的夾雜物要小很多，應該是鑄坯夾雜物顆粒在軋制過程中被碾壓開，彌散分布在邊裂附近。

將熱軋帶鋼邊裂試樣的上表面刨去2 mm，觀察其金相組織（見圖8）。表面氧化層去掉后，在試樣上能觀察到很多細小裂紋，裂紋附近晶粒粗大，從圖8（b）上可以看到裂紋附近的異常組織，即由大尺寸鐵素體組成的長條。該組織是刨去表面裂紋后在裂紋下方的脫碳組織，這表明該裂紋在鑄坯中就存在。另外，在圖8（b）中還能發現少量魏氏體組織，這表明在加熱過程中鑄坯表面存在過熱現象。圖8（c）是裂紋附近的異常組織與周圍正常組織的對比。由圖8（d）可知，正常組織是由鐵素體和珠光體（圖中黑色部分）組成，而圖8（c）中右上部分為異常組織，其比正常部位鐵素體晶粒大了至少4倍。對晶粒粗大的鐵素體區域晶界進行能譜分析，未觀察到任何元素偏析。

圖8 熱軋帶鋼邊裂試樣的金相組織Fig.8 Metallographic structure of edge crack in hot rolling strip

鋼的氧化和脫碳是同時進行的，鋼材表面的裂紋氧化、裂紋周圍產生的脫碳現象是鑄坯在加熱過程中產生的［6］，這是鋼材表面裂紋來源于鑄坯的判據。如果裂紋是在軋制過程中產生的，則裂紋中只可能存在輕微氧化，不會產生脫碳和點狀氧化物，因為脫碳的形成要滿足兩個基本條件：①要有較高的溫度（700～800℃及以上）；②要有足夠的時間，致使碳原子由內向外發生擴散，與空氣中的氧形成CO或CO2氣體逸出，導致裂紋周圍脫碳。通過對Q235B熱軋帶鋼邊部裂紋的分析可以判斷，這些裂紋在鑄坯時就存在，只不過在軋制過程中得到了擴展。因此，有必要對CSP生產線的連鑄工藝參數進行分析，以便制定減少帶鋼邊部裂紋的工藝控制措施。

3 連鑄工藝參數分析

3.1 保護渣

在澆注生產過程中，對保護渣性能最直觀簡單的評價指標是液渣層厚度和渣的消耗量。CSP分廠生產的薄板坯厚度為70 mm，其液渣層厚度為5～6 mm，68包保護渣（10 kg／包），可用于生產鑄坯2 286 t，鑄坯長度為3 243.89 m，鑄坯截面為1 286 mm×71 mm，計算出保護渣消耗量為0.297 5 kg／t。CSP分廠薄板坯連鑄機的液渣層厚度和保護渣消耗量相對于廣州珠江鋼鐵有限責任公司CSP薄板坯連鑄機的對應參數（12 mm，0.54～0.56 kg／t）［7］以及唐山鋼鐵集團有限責任公司薄板坯連鑄機的對應參數（≥6.35 mm，0.3～0.7 kg／t）［8］而言均偏小，使得保護渣不能均勻流入鑄坯與結晶器壁間的空隙，在鑄坯表面易產生熱點，導致鑄坯裂紋的形成。

3.2 振動參數

CSP分廠薄板坯結晶器采用正弦振動方式，總振幅A為6 mm，其設定的鑄坯拉速v與頻率f的關系為三段式，如圖9所示。拉速從0.5 m／min增至1 m／min時，振痕間距由10 mm增至15.152 mm，此后振痕間距保持不變。當振痕間距大于15 mm時，坯殼厚度的波動明顯增加，從而增大了裂紋形成幾率［9］。故在拉速一定時，應適當提高振動頻率，當振動頻率超過150 min－1時，所有拉速下的負滑脫時間都基本保持不變，均小于0.075 s。

圖9 鑄坯設定拉速與頻率的關系Fig.9 Relationship between casting speed and frequency

3.3 過熱度

根據所統計的Q235B化學成分平均值，得到鋼種液相線的溫度為1 517.26℃。表5所示為中間包過熱度與裂紋缺陷率的關系。由表5可見，過熱度為15～19℃時，裂紋缺陷率最低；隨著過熱度的增加，裂紋缺陷率增大；當過熱度大于25℃時，裂紋缺陷率較大。這是因為，在連鑄過程中，當澆注溫度過高，即過熱度過高時，坯殼變薄，其高溫強度低，且鑄坯柱狀晶發達，中心偏析加重。

表5 中間包過熱度與Q235B帶鋼裂紋缺陷率的關系Table 5 Relationship between tundish overheat and crack defect rate in Q235B strip

3.4 結晶器傳熱

普通板坯連鑄結晶器窄面熱流與寬面熱流比為80%～90%［10］，薄板坯連鑄結晶器窄面熱流與寬面熱流之比相對較小，CSP分廠的結晶器熱流比大致為60%～80%，變化幅度較大。表6所示為該廠連鑄結晶器寬、窄面熱流與裂紋缺陷率的對應關系。由表6可見，當寬面熱流為1.7～1.9 MW／m2、窄面熱流為1.0～1.2 MW／m2，即采用弱冷時有利于降低裂紋缺陷率。

表6 結晶器寬、窄面熱流與裂紋缺陷率的關系Table 6 Relationship between broad，narrow heat flux of the crystallizer and crack defect rate

3.5 鑄坯斷面

Q235B鑄坯寬度與裂紋缺陷率的關系如表7所示。從表7中可以看出，當澆注斷面較窄時，邊部缺陷率較高，鑄坯寬度為1 155～1 176 mm時，Q235B帶鋼裂紋缺陷率高達24.69%。對于某一連鑄機而言，其二冷段工藝參數一般固定，澆注不同斷面尺寸的連鑄坯時，不能靈活地調整噴水量和噴水寬度。在澆注寬度較小的鑄坯時，由于連鑄坯角部的二維傳熱，很容易造成該部位過冷，在矯直時易引起鑄坯角部橫裂紋，進而在熱軋時轉變為邊部裂紋，嚴重時產生破邊。

表7 鑄坯寬度與裂紋缺陷率的關系Table 7 Relationship between casting blank width and crack defect rate

4 邊部裂紋控制工藝措施

由于CSP分廠生產的Q235B熱軋帶鋼邊部裂紋主要源自于連鑄坯裂紋，因此本文針對其連鑄工藝參數，提出以下控制措施：①微調保護渣的化學成分，適當增加保護渣的液渣層厚度和消耗量；②在鑄坯拉速一定時，適當提高結晶器振動頻率，減少坯殼厚度的波動；③中間包過熱度盡量不超過25℃；④結晶器寬面熱流控制在1.7～1.9 MW／m2、窄面熱流控制在1.0～1.2 MW／m2，即一冷采用弱冷方式；⑤根據澆鑄斷面適當調整二冷水強度。

［1］ 王中丙，謝利群，柴毅忠.CSP生產的熱軋薄板邊裂的影響因素與控制［J］.鋼鐵，2002，37（9）：31－34.

［2］ 王小燕，李月蘭，豐慧，等.CSP熱軋薄板表面邊裂成因初探［J］.中國冶金，2005，15（11）：48－51.

［3］ 孫彥輝，趙長亮，孟征兵，等.CSP工藝生產熱軋板卷邊裂的分析和控制［J］.特殊鋼，2006，27（4）：47－49.

［4］ 盧盛意.連鑄坯質量［M］.北京：冶金工業出版社，2003：168－169.

［5］ 蘇春昌，田慶榮，王雅英.熱軋中厚板延伸率不合格原因分析［J］.天津冶金，2009（4）：26－28.

［6］ 王廣生.金屬熱處理缺陷分析及案例［M］.北京：機械工業出版社，2000：150－154.

［7］ 唐萍，文光華，王中丙，等.CSP薄板坯連鑄低碳鋼結晶器保護渣的研究［J］.鋼鐵，2003，38（3）：15－ 17.

［8］ 楊曉江.薄板坯連鑄結晶器保護渣技術［J］.煉鋼，2002，18（4）：47－52，59.

［9］ Szekeres E S.Overview of mold oscillation in continuous casting［J］.Iron and Steel Engineer，1996，73（7）：29－37.

［10］Hiraki S，Nakajima K，Marakami T，et al.Influence of mold heat fluxes on longitudinal surface cracks during high speed continuous casting of steel slab［C］／／Steelmaking Conference Proceedings：Chicago Meeting.Warrendale，PA：Iron ＆Steel Society，1994：397－403.

A causal analysis of edge cracks on Q235B hot rolling strip produced by CSP

Peng Qichun1，Yang Liu1，Liu Bingyu2，Qian Long2，Li Juzhong2，He Jinping2
（1.Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of Ministry of Education，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430081，China；2.Wuhan Iron and Steel Company Limited，Wuhan 430080，China）

In order to resolve cracks on the edges of Q235B hot rolling strip produced by CSP，samples were taken of Q235B continuous casting slab and hot－rolled coil on the cracking point，respectively，and macro－structural，metallographical，SEM and electron probe analyses were conducted to study the evolution of slab corner cracks and strip edge cracks.The results show that slag entrainment in the mould，which leads to uneven cooling，is the main cause of slab corner cracks.The mixed crystal and decarburized structure are discovered in F2 transition strip，and edge cracks in hot rolling strip result from cracks in the slab and extend in the rolling process.Based on the technical parameters of continuous casting，statistical analyses were carried out of the thickness of liquid layer，consumption of casting powder，oscillation parameters，tundish superheat degree，mould heat transfer，and slab section，and appropriate measures for crack control were proposed.

hot rolling strip；CSP；continuous casting；edge crack；Q235B

TG335.3

A

1674－3644（2012）04－0241－06

［責任編輯 尚 晶］

2011－12－09

彭其春（1964－），男，武漢科技大學教授，博士.E－mail：pengqichun1964＠163.com