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任公司，安徽 蕪湖 241000）

近年來，隨著鋼材朝著“輕量化”方向發展，對鋼材性能提出了更高的要求，通過添加Al、Ti、B等合金元素實現細晶強化及析出強化的高強度鋼發展迅猛，并被廣泛應用于石油化工、交通運輸、海洋工程等領域［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，有效阻止再結晶奧氏體的晶界和位錯運動。但晶界附近的無析出帶顯著降低了晶間結合力，導致鑄坯熱塑性降低，開裂敏感性增大［4-7］。國內某鋼廠生產的含硼10B21冷鐓鋼連鑄坯表面易產生星狀裂紋，本文分析了裂紋形成的原因，并提出了預防措施，即優化二次冷卻工藝，取得了良好的效果。

1 鑄坯表面裂紋的特征及原因

生產含硼10B21冷鐓鋼鑄坯的工藝流程為120 t轉爐→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的多邊形，沿奧氏體晶界擴展，深487 μm，裂紋附近無脫碳現象。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晶器內而是在連鑄二冷區產生的，因此對原有的二冷制度進行評估，并提出優化措施。

2 連鑄機原有二冷制度

2.1 連鑄機二冷區結構參數

連鑄機二冷區結構參數見表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，確保鑄坯表面質量。

表1 連鑄機二冷區結構參數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表示連鑄機拉坯速度，m/min；a為系數。

某廠生產含硼10B21冷鐓鋼時連鑄機二冷區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（開澆或澆鑄末期的非穩態階段），該工藝模型的控制方式僅開啟0區水量，且自動關閉1～4區水量，以確保開澆時不漏鋼。但此階段鑄坯表面回溫高，即鑄坯在0區時表面溫度低，進入1區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630℃/m，均不符合冶金準則所要求的特殊區內（如二冷區過渡段和空冷段等）鑄坯表面最大回溫速率不超過100℃/m［8］，對鑄坯表面質量控制不利。

圖2 二冷區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拉速與二冷水量之間的線性變化關系，即水量隨瞬時拉速的變化而變化，易導致非穩態澆鑄條件下二冷區連鑄坯表面溫度產生較大波動。該模型也未考慮過熱度對鑄坯表面溫度的影響，過熱度變化會影響二冷區連鑄坯溫度波動，可能造成表面溫度偏離要求或凝固終點位置的改變，對二冷末端電磁攪拌、輕壓下、重壓下等裝備的使用效果及鑄坯質量產生不利影響［9］。總之，實際生產中該工藝模型難以保證二冷區鑄坯表面溫度的均勻性，需進一步優化二冷工藝模型。

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鋼鑄坯矯直點處的表面溫度均低于900℃，未能避開鑄坯的二次低延性區［10-11］，不利于防止表面裂紋的產生。

根據矯直點處的溫度修正了二冷區的傳熱邊界條件，計算出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，鑄坯在二冷區的溫度波動大，不利于鑄坯的表面質量。另外，在原二次冷卻水分配制度下，隨著拉速的增大，3區、4區的水量基本不變。圖5為原二冷工藝條件下二冷3區、4區的噴淋冷卻狀況。從圖5可知，原二次冷卻制度下3區、4區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，當水量小于要求的最小值時，噴嘴壓力不足，霧化效果差，噴淋面積小，冷卻強度低。因此，二冷工藝制度也需進一步優化。

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（a）和4區（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 連鑄機二冷區工藝優化

3.1 二冷工藝模型的優化

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：

在此基礎上，本文采用修正的有效拉速代替實際拉速，并綜合考慮了鋼液過熱度、二冷進水溫度等因素對二冷水量的影響，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為二冷噴淋冷卻區的段數，i ＝0 ～4；ai、bi、ci為仿真優化計算數據回歸獲得的系數；d為過熱度影響系數，即過熱度增加（減小）1℃所需增加（減小）的水量，與鋼種、鑄坯截面尺寸、鑄機的二冷結構等因素有關，L/（min·℃）；Fi為系數，與二冷水溫有關；E為目標過熱度；ΔT為中包過熱度；Ki為修正系數。

3.1.1 系數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行仿真和反復模擬及優化計算，即可獲得一定拉速下的二冷區各噴淋段的合適的冷卻水量。在上述計算的基礎上，將二冷區各段水量隨拉速變化的數據進行多項式回歸，獲得二冷區各段水量與拉速的變化關系，即可確定合理的ai、bi、ci系數，如表3 所示。

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

3.1.2 系數d 的確定

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

表4 過熱度影響系數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Fi的確定

系數Fi的確定應考慮不同季節二冷水的溫度，通常主要考慮夏季和冬季。現場測溫發現，夏季二冷水的進水溫度為45℃，冬季二冷水的進水溫度為20℃ 。蔡開科等［11］研究發現，二冷水溫主要影響噴淋的換熱系數h，具體關系如下：

式中：h為水的換熱系數；a、b為系數；W為水流密度；tw為水溫，℃。經計算與模擬仿真，最終得出不同季節二冷區各段Fi值，如表5所示。

表5 不同季節二冷區各段Fi值Table 5 Fivalues of the secondary cooling system in different seasons cold zones

3.2 二冷制度的優

從以上計算分析可知，如果執行原二冷制度，二冷區鑄坯表面溫度波動大。為確保鑄坯表面溫度（矯直點處表面溫度）均勻，采用新的二冷工藝模型，對不同拉速下二冷區各段的水量進行優化。優化后的二冷區配水量如表6所示。

表6 拉速與優化后的二冷區配水量之間的關系Table 6 Relation of casting speed to optimized water distribution in the secondary cooling zone

3.3 仿真結果與分析

根據所確定的10B21鋼二冷配水及工藝模型，采用仿真技術可獲得相關的二冷工藝模型系數，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，采用優化的二冷模型和二冷制度，大幅度減少了鑄坯在二冷區的表面回溫。從圖9可以看出，在正常澆鑄速度下鑄坯在二冷區的表面溫度波動明顯減小，且表面回溫速率僅80℃/m，符合冶金準則。以不同拉速連鑄的10B21鋼鑄坯矯直點處的表面溫度如表7所示，均高于900℃，避開了鑄坯的二次低延性區，能有效防止鑄坯矯直時角部開裂等缺陷。

圖8 低拉速連鑄時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鋼鑄坯矯直點處表面溫度之間的關系Table 7 Relation of surface temperature at straightening point of the 10B21 steel billet to casting speed

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

圖10 二冷制度優化后二冷3區（a）和4區（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 應用效果

為將新開發的二冷工藝模型用于實際生產，開發了二冷控制軟件平臺，如圖11所示。采用該二冷控制技術生產的含硼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應用，2020年7月至2021年3月生產的含硼10B21冷鐓鋼鑄坯，表面裂紋產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量與高效化生產。

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

圖12 二冷制度優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，可認為裂紋產生于連鑄二冷區。

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

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