王 皓，郄俊懋，董 方

（1內(nèi)蒙古科技大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭014010；2包頭鋼鐵（集團(tuán)）有限責(zé)任公司 薄板廠(chǎng)，內(nèi)蒙古 包頭014010）

包鋼寬厚板生產(chǎn)線(xiàn)投產(chǎn)以來(lái)，先后成功研制開(kāi)發(fā)出了Q460C、Q550D、Q690D、Q890D、Q960D 5個(gè)牌號(hào)的產(chǎn)品。690 MPa高強(qiáng)度工程機(jī)械用鋼的開(kāi)發(fā)成功，不僅優(yōu)化了包鋼寬厚板產(chǎn)品結(jié)構(gòu)，提升了包鋼寬厚板產(chǎn)品附加值，同時(shí)也為包鋼占領(lǐng)高強(qiáng)度工程機(jī)械用鋼市場(chǎng)并取得可觀(guān)的經(jīng)濟(jì)效益做出貢獻(xiàn)。

然而在Q690D的生產(chǎn)初期，經(jīng)常出現(xiàn)鑄坯振痕較深，軋制出的鋼板距邊部30 mm有星狀裂紋等一系列問(wèn)題，嚴(yán)重影響了產(chǎn)品的質(zhì)量與成材率。為此，通過(guò)對(duì)保護(hù)渣理化性能的修正及結(jié)晶器振動(dòng)參數(shù)的調(diào)整，改善了Q690D的表面質(zhì)量，減輕了操作人員的勞動(dòng)強(qiáng)度。

1 Q690D生產(chǎn)工藝及連鑄機(jī)特點(diǎn)

包鋼寬厚板板坯的生產(chǎn)工藝流程為“鐵水預(yù)處理—頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐—LF爐（RH）—連鑄機(jī)”。鋼水經(jīng)轉(zhuǎn)爐冶煉后，鋼水成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）能夠達(dá)到：［C］＜0.04%、［P］＜0.01%、［S］＜0.02%。經(jīng)LF+RH處理后鋼水潔凈度進(jìn)一步提高，能夠達(dá)到：［H］＜0.0002%、［O］T＜0.0001%、［N］T＜0.005%、［S］T＜0.005%。包鋼寬厚板連鑄機(jī)采用了先進(jìn)的直弧機(jī)型，結(jié)晶器可在線(xiàn)自動(dòng)調(diào)寬并配有漏鋼預(yù)報(bào)系統(tǒng)，可實(shí)施動(dòng)態(tài)配水和動(dòng)態(tài)輕壓下。裝備特點(diǎn)如下：

鑄機(jī)型式為直弧型，連續(xù)彎曲、連續(xù)矯直；鑄機(jī)主半徑9 500 mm；冶金長(zhǎng)度39 355 mm；板坯厚度200、250和300 mm，板坯寬度1 200～2 300 mm；直結(jié)晶器長(zhǎng)900 mm，液位自動(dòng)控制，在線(xiàn)自動(dòng)調(diào)寬；3排熱電偶、熱成像系統(tǒng)結(jié)晶器漏鋼預(yù)報(bào)；結(jié)晶器振動(dòng)方式為液壓振動(dòng)，實(shí)現(xiàn)正弦、非正弦曲線(xiàn)，動(dòng)態(tài)調(diào)整振動(dòng)參數(shù)；二次冷卻為寬度可調(diào)氣霧冷卻，動(dòng)態(tài)控制；輕壓下方式為扇形4～17段4個(gè)夾緊液壓缸動(dòng)態(tài)控制。

2 Q690D鑄坯表面缺陷形式

鑄坯表面的深振痕是鑄坯典型的表面缺陷之一［1-2］，較深振痕的鑄坯通常在后序的軋制工序中衍生為鋼板橫向裂紋。該缺陷很容易造成鋼板的判廢，影響整條生產(chǎn)線(xiàn)的成材率。

圖1為Q690D尾坯的表面深振痕，從圖中可以看出鑄坯表面振痕較深。為避免鑄坯深振痕在軋制工序時(shí)在鋼板上延伸出裂紋等問(wèn)題，須要對(duì)開(kāi)澆頭8 m、停澆尾部10 m，人工用切割槍火焰對(duì)鑄坯表面進(jìn)行清理，剝落厚度為15 mm左右，導(dǎo)致鑄坯成材率下降，同時(shí)也增加了操作人員的勞動(dòng)強(qiáng)度。圖2為用火焰切割槍剝落表面后的鑄坯。

圖1 Q690D鑄坯表面深振痕

圖2 火焰切割槍剝落表面后的鑄坯

圖3為在該鋼種的生產(chǎn)開(kāi)發(fā)初期，通常發(fā)生的鑄坯角部裂紋問(wèn)題。特點(diǎn)是在鑄坯軋制過(guò)程中裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，向著鋼板內(nèi)部延伸。圖4為在軋出的鋼板距邊部40 mm左右出現(xiàn)的星裂等問(wèn)題，導(dǎo)致軋制后的板材缺陷增加，成材率降低。

圖3 著色顯影探傷法發(fā)現(xiàn)的Q690D鑄坯角部裂紋

圖4 Q690D鋼板邊部的星裂缺陷

3 鑄坯表面缺陷產(chǎn)生原因及分析

3.1 保護(hù)渣性能影響

鑄坯表面上的振痕，本身就是一種表面缺陷，不過(guò)通常振痕深度在0.5 mm左右，不會(huì)影響鑄坯表面質(zhì)量。由于結(jié)晶器的正弦振動(dòng)，保護(hù)渣填充到結(jié)晶器銅板與鑄坯之間起到潤(rùn)滑作用，因此會(huì)在鑄坯表面留下或大或小的橫向痕跡。在鑄坯矯直時(shí)，鑄坯上表面振痕處會(huì)產(chǎn)生局部應(yīng)力，振痕越深應(yīng)力越大，同時(shí)由于在振痕處坯殼與結(jié)晶器壁之間的傳熱條件變差，摩擦增大較易誘發(fā)裂紋。所以橫裂紋一般發(fā)于振痕底部，與連鑄坯及鋼板坯表面橫裂紋實(shí)測(cè)情況一致。

為了消除鑄坯表面由振痕產(chǎn)生的缺陷，采取減少振痕深度的方法，通過(guò)控制保護(hù)渣的黏度和堿度，可以達(dá)到此目的。隨著堿度增加，保護(hù)渣玻璃化特性減弱，玻璃體減少，結(jié)晶率增加，因此提高堿度可提高保護(hù)渣的結(jié)晶性能，可控制或消弱結(jié)晶器內(nèi)初生坯殼的凝固傳熱強(qiáng)度，有助于減少鑄坯裂紋。同時(shí)保護(hù)渣黏度較大，易在結(jié)晶器局部彎月面位置形成較大的渣條，會(huì)導(dǎo)致此處液態(tài)保護(hù)渣無(wú)法向下流動(dòng)，從而影響了此處鑄坯傳熱，最終導(dǎo)致鑄坯表面出現(xiàn)裂紋。

3.2 結(jié)晶器振動(dòng)參數(shù)的影響

當(dāng)結(jié)晶器下振的速度大于拉坯速度時(shí)，鑄坯對(duì)結(jié)晶器的相對(duì)運(yùn)動(dòng)為向上，即逆著拉坯方向的運(yùn)動(dòng)，這種運(yùn)動(dòng)稱(chēng)負(fù)滑脫。

在負(fù)滑脫階段，液態(tài)保護(hù)渣被吸入到結(jié)晶器內(nèi)壁與坯殼的間隙中，形成一層液態(tài)潤(rùn)滑膜，在結(jié)晶器向上運(yùn)動(dòng)過(guò)程中坯殼受到拉應(yīng)力作用，而且拉應(yīng)力隨坯殼與結(jié)晶器內(nèi)壁之間的相對(duì)速度的增加而增大。負(fù)滑脫時(shí)間決定坯殼凹陷的深度，負(fù)滑脫時(shí)間越長(zhǎng)，坯殼凹陷越深，振痕也就越深。鑒于之前生產(chǎn)的鑄坯表面振痕深的情況，結(jié)晶器振動(dòng)參數(shù)采用高振頻低振幅來(lái)減少負(fù)滑脫時(shí)間，可以減輕鑄坯表面振痕，保證鑄坯表面質(zhì)量。

3.3 鑄機(jī)冷卻效果的影響

鋼的強(qiáng)度與其溫度、成分、應(yīng)變速度、凝固組織及冷卻條件等有關(guān)。在坯殼內(nèi)部有一個(gè)從900℃到固相線(xiàn)溫度之間的恒定的溫度梯度，包晶轉(zhuǎn)變也是鋼產(chǎn)生裂紋的影響因素［3］。

加強(qiáng)對(duì)二次冷卻的控制應(yīng)結(jié)合鋼的高溫脆性特點(diǎn)，鋼的高溫特性分為3個(gè)延性區(qū)。

1）第1延性區(qū)（1 300℃～固相線(xiàn)溫度）：鋼在此區(qū)表現(xiàn)出高溫塑性和強(qiáng)度明顯下降，特別是有S、P等偏析元素存在，在枝晶周?chē)纬梢合啾∧?，使鋼的脆性增加。這是在固—液相界面容易產(chǎn)生裂紋的原因。第2延性區(qū)（900～1 300℃）：鋼在該溫度區(qū)處于奧氏體相區(qū)，它的延性和強(qiáng)度取決于晶界析出的硫化物、氧化物的數(shù)量和形狀，如析出物多為球狀，則強(qiáng)度和塑性可明顯提高。3）第3延性區(qū)（700～900℃）：由于發(fā)生γ→α相變，體積突然收縮，加上晶界可能析出AlN等沉積物，使鋼的脆性增加，特別會(huì)加劇鋼在矯直時(shí)表面橫向裂紋的形成［4］。

用紅外測(cè)溫槍對(duì)Q690D鑄坯矯直區(qū)域的角部進(jìn)行測(cè)溫，實(shí)測(cè)溫度為780℃左右，屬于脆性溫度區(qū)的范圍，所以容易在矯直外力的作用下出現(xiàn)角部裂紋缺陷。因此，控制鑄坯二次冷卻強(qiáng)度，必須充分與鋼的高溫特性相匹配，使鑄坯的矯直溫度處于900～1 300℃塑性區(qū)的范圍，以減少角部裂紋的發(fā)生。

3.4 鋼水中N含量對(duì)鑄坯角裂的影響

對(duì)多數(shù)C含量0.12%～0.20%、Mn 1.20%～1.60%的鋼，在凝固時(shí)會(huì)出現(xiàn)包晶反應(yīng)，隨著鋼液的凝固，鋼中的δ-Fe轉(zhuǎn)變成γ-Fe，再轉(zhuǎn)變成α-Fe，發(fā)生相變，產(chǎn)生線(xiàn)收縮和體積收縮。包晶反應(yīng)產(chǎn)生的相變應(yīng)力會(huì)降低傳熱效果，導(dǎo)致連鑄坯殼薄，承受各種應(yīng)力的能力偏弱，因而最容易產(chǎn)生裂紋。

裂紋以振痕波谷處為起點(diǎn)，在矯直前形成微細(xì)裂紋，矯直時(shí)由于拉伸應(yīng)力的作用進(jìn)一步擴(kuò)展。裂紋的擴(kuò)展沿奧氏體晶界進(jìn)行，按其產(chǎn)生的位置可分為面部橫裂和角部橫裂。由于波谷處冷卻速度慢，易造成沿奧氏體晶界析出物質(zhì)，從而導(dǎo)致高溫塑性降低。由于奧氏體本身的變形阻力比鐵素體大，特別是在晶界處有先共析鐵素體存在的情況下，很容易產(chǎn)生晶界的滑移，鋼中的Al、Nb、V、Ti、Cu、Ni、N等含量越高，越易產(chǎn)生裂紋［5］。而含Nb、V、Ti鋼鑄坯試樣中主要有3類(lèi)碳、氮化物析出物：1）含鈦鋼中高溫下析出的粗大TiN；2）鈮的球狀析出物；3）900℃附近溫度區(qū)間析出的微細(xì)動(dòng)態(tài)析出產(chǎn)物。微細(xì)碳、氮化物的析出是鋼在第Ⅲ脆性溫度區(qū)高溫側(cè)延塑性降低的主要原因［6］。

Q690D鋼種具有含Ni、V、Ti等鋼的特點(diǎn)，正是對(duì)裂紋特別敏感的鋼種，因此控制鋼水中的含N量對(duì)鑄坯角部裂紋的起到有效的作用。

4 改進(jìn)鑄坯表面缺陷的措施

4.1 針對(duì)深振痕缺陷采取的措施

通過(guò)更換連鑄保護(hù)渣與調(diào)整結(jié)晶器振動(dòng)參數(shù)，有效地改善了Q690D的表面缺陷，提高了鑄坯質(zhì)量。表1為保護(hù)渣改進(jìn)前（型號(hào)ST-SP/HB-1）后（型號(hào)ST-SP/YK2P-3）性能指標(biāo)及使用效果比較；表2為結(jié)晶器振動(dòng)參數(shù)調(diào)整前后情況。

表1 Q 690D專(zhuān)用保護(hù)渣性能指標(biāo)改進(jìn)前后對(duì)比

表2 開(kāi)澆起步時(shí)振動(dòng)參數(shù)調(diào)整前后對(duì)比

原保護(hù)渣由于黏度較大，容易在結(jié)晶器局部彎月面位置形成較大的渣條，導(dǎo)致此處液態(tài)保護(hù)渣無(wú)法向下流動(dòng)，從而影響了此處鑄坯傳熱，最終導(dǎo)致鑄坯表面出現(xiàn)裂紋［7-8］。如果過(guò)于頻繁地挑渣條，由于渣條挑出的瞬間沒(méi)有液渣補(bǔ)充，就在此處形成了凹坑。目前來(lái)看，新品種保護(hù)渣對(duì)鑄坯振痕改善效果明顯，結(jié)晶器熱流穩(wěn)定，液渣層厚度10～15 mm，鑄坯的表面振痕較淺，軋制厚規(guī)格的鋼板表面星裂已消除。

將對(duì)應(yīng)拉速的振頻做了一定的提高，并且將原使用的振幅隨拉速的增長(zhǎng)逐步過(guò)渡提高到6 mm，采用高振頻低振幅后，鑄坯表面質(zhì)量明顯改善。

4.2 針對(duì)角裂缺陷采取的措施

1）減小鑄坯在矯直區(qū)域的二次冷卻水量，提高鑄坯角部的矯直溫度到900～1 200℃的塑性區(qū)范圍內(nèi)，避免出現(xiàn)矯直裂紋。表3為鑄坯矯直區(qū)域二次冷卻水量調(diào)整前后鑄坯角部溫度對(duì)比。

經(jīng)過(guò)調(diào)整后鑄坯角部溫度明顯提高，角部裂紋發(fā)生的概率顯著降低，控制效果明顯。

表3 鑄坯矯直區(qū)域二次冷卻水量調(diào)整前后對(duì)比

2）嚴(yán)格控制鋼水中的含氮量，要求鋼中含N量≤50×10-6，以避免在鑄坯冷卻中形成NbN、AlN、TiN等并在晶界析出產(chǎn)生表面和角部裂紋。圖5為包鋼寬厚板對(duì)鑄坯表面缺陷采取控制措施后達(dá)到的效果。

圖5 包鋼Q690D鑄坯2013年1—9月裂紋導(dǎo)致非計(jì)劃量

5 結(jié)論

5.1 通過(guò)在原保護(hù)渣的基礎(chǔ)上降低黏度、提高堿度的措施，到達(dá)了減小Q690D鑄坯振痕深度、消除星狀裂紋的目的。

5.2 結(jié)晶器采用高振頻低振幅后，裂紋、振痕深度明顯減少，Q690D鑄坯表面質(zhì)量明顯改善。

5.3 控制鑄坯二次冷卻強(qiáng)度，使鑄坯的角部矯直溫度處于900～1 300℃的塑性區(qū)，減少了鑄坯角部裂紋的發(fā)生。

5.4 嚴(yán)格控制鋼水中的含氮量，要求鋼中含N量≤50×10-6，以避免在鑄坯冷卻中形成NbN、AlN、TiN等并在晶界析出，產(chǎn)生表面和角部裂紋。

［1］ Yamanaka A.,Nakajima K.,Okamura K.Critical strain for internal crack formation in continuous casting［J］.Ironmaking and Steelmaking,1995，22（6）：508-512.

［2］ 韓志強(qiáng)，蔡開(kāi)科.連鑄坯內(nèi)部裂紋形成條件的評(píng)述［J］.鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2001，13（1）：68-72.

［3］ 蔡開(kāi)科.連續(xù)鑄鋼原理與工藝［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1999.

［4］ 馮捷，石學(xué)紅.連續(xù)鑄鋼生產(chǎn)［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，2005.

［5］ 陳瑛.中厚板生產(chǎn)［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1991：1-6.

［6］ 蔡開(kāi)科.澆注與凝固［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1987.

［7］ 高靜娜.CSP薄板連鑄坯二次冷卻凝固過(guò)程的研究［D］.秦皇島：燕山大學(xué)，2006：5-9.

［8］ 錢(qián)振倫.我國(guó)寬厚板生產(chǎn)技術(shù)和裝備的發(fā)展及評(píng)述［J］.冶金管理，2008（3）：57-60.