胡海亮 朱立光,2 孫立根,2 周景一,2

(1.華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北 唐山 063009； 2.河北省高品質(zhì)鋼連鑄工程技術(shù)研究中心，河北 唐山 063009)

09CrCuSb鋼因其良好的耐腐蝕性能，廣泛應(yīng)用于冶金、電力、石油、化工等領(lǐng)域。其優(yōu)越的耐硫酸露點腐蝕的性能及超高的性價比，是在耐硫酸露點腐蝕方面完全可以代替甚至超越不銹鋼的材料。但在09CrCuSb鋼的實際生產(chǎn)過程中，易發(fā)生鑄坯角部橫裂紋，嚴(yán)重影響后續(xù)軋材的質(zhì)量及企業(yè)效益[1]。20世紀(jì)90年代以來，國內(nèi)外專家學(xué)者對微合金鋼連鑄坯角部橫裂紋的產(chǎn)生機(jī)制、影響因素及控制技術(shù)等進(jìn)行了深入研究?；阼T坯表面溫度控制、鑄坯表層組織控制等裂紋控制理論，開發(fā)形成了包括鑄坯二冷控制技術(shù)[2- 4]、倒角結(jié)晶器[5- 6]以及鑄坯表層組織控制[7- 9]等在內(nèi)的一系列鑄坯角部裂紋控制技術(shù)，有效地控制了連鑄坯角部等表面裂紋的產(chǎn)生。

本文借助金相顯微鏡、掃描電鏡和能譜儀對09CrCuSb鋼連鑄坯裂紋試樣的組織和成分進(jìn)行分析，確定了裂紋產(chǎn)生的原因。并結(jié)合實際生產(chǎn)工藝參數(shù)，建立了09CrCuSb鋼連鑄坯凝固傳熱模型，揭示了凝固過程中鑄坯表面溫度的變化規(guī)律，分析了實際生產(chǎn)工況下二冷制度的合理性，提出了控制角部裂紋的方案。

1 試驗材料和物性參數(shù)的選擇

1.1 試驗材料

試驗采用某廠生產(chǎn)的09CrCuSb鋼連鑄坯，其主要冶煉工藝流程為：轉(zhuǎn)爐→LF→RH→CC。09CrCuSb鋼連鑄坯的化學(xué)成分見表1。在09CrCuSb鋼連鑄坯角部開裂處沿縱向截取尺寸為10 mm×10 mm×5 mm的試樣，用于金相顯微鏡和掃描電鏡的觀察與分析。

表1 09CrCuSb鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of 09CrCuSb steel (mass fraction) %

1.2 物性參數(shù)的選擇

模型中鋼的熱物性參數(shù)包括固、液相線溫度、導(dǎo)熱系數(shù)、凝固潛熱、密度等。

(1)液相線、固相線溫度的計算

鋼的液相線、固相線溫度與其化學(xué)成分有關(guān)。09CrCuSb鋼的液、固相線溫度計算公式分別為：

TL=1 539-(78wC+7.6wSi+4.9wMn+34wP+

30wS+5.0wCu+3.1wNi+1.3wCr+2.0wMo+

2.0wV+18wTi+3.6wAl)

(1)

TS=1 536-(415.3wC+12.3wSi+6.8wMn+

124.5wP+183.9wS+4.3wNi+1.4wCr+

4.1wAl)

(2)

式中：TL為液相線溫度，℃；TS為固相線溫度，℃；wi為元素i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

計算求得的09CrCuSb鋼的液相線溫度為1 520 ℃，固相線溫度為1 480 ℃。

(2)固相率的求解

在連鑄過程中，由于鋼水與坯殼之間存在固、液兩相區(qū)，且兩相區(qū)中固相率(fs)對鑄坯的高溫力學(xué)性能和熱物性參數(shù)影響較大，因此本模型引入固相率的概念，并將固相率(fs)與溫度之間的關(guān)系描述為：

(3)

式中fs為固相率。

(3)導(dǎo)熱系數(shù)的求解

鋼的導(dǎo)熱系數(shù)與溫度有關(guān)，且不同鋼種的導(dǎo)熱系數(shù)也不同。09CrCuSb鋼的導(dǎo)熱系數(shù)計算公式為：

k(T)=18.4+9.6×10-3T

(4)

式中k(T)為導(dǎo)熱系數(shù)，W·(m1·℃)-1。

液相穴內(nèi)鋼水的對流作用使鋼液強制對流，加速鋼液的傳熱。因此，模型中引入有效導(dǎo)熱系數(shù)作為液相穴鋼水的導(dǎo)熱系數(shù)，計算公式為：

keff=m×k(T)

(5)

式中：keff為液相穴有效導(dǎo)熱系數(shù)，W·(m·℃)-1；m為經(jīng)驗常數(shù)，取4～8。

在固、液兩相區(qū)，由于樹枝晶的生長削弱了鋼水的對流，所以兩相區(qū)的等效導(dǎo)熱系數(shù)處于固相和液相之間，其表達(dá)式為：

(6)

(4)凝固潛熱的計算

通常情況下，鋼液的凝固潛熱可近似為鋼液中各元素的潛熱與其質(zhì)量分?jǐn)?shù)的乘積之和，表達(dá)式為：

ΔH=ΔH(Fe)wFe+ΔH(C)wC+ΔH(Si)wSi+

ΔH(Mn)wMn+ΔH(Al)wAl

(7)

式中：Wi為元素i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；ΔH(i)為元素i的潛熱，kJ/kg，其中Fe取277 kJ/kg，C取3 830 kJ/kg，Si取1 807.5 kJ/kg，Mn取268 kJ/kg，Al取395.7 kJ/kg。

最終通過計算求得的09CrCuSb鋼的凝固潛熱為281.37 kJ/kg。

2 模型的建立

(1)模型假設(shè)與控制方程

以09CrCuSb鋼連鑄坯為研究對象，采用ProCAST凝固傳熱模型薄片移動法來模擬板坯二維凝固傳熱過程[10]。為了建立合理的模型、提高計算速度，對模型做如下假設(shè)[11- 14]：

1)忽略結(jié)晶器錐度的影響，以中間包測得的澆注溫度作為初始溫度。

2)主要考慮橫向傳熱，忽略拉坯方向的傳熱，忽略鑄坯與夾棍的傳熱。

3)鑄坯傳熱為厚度和寬度方向的二維傳熱。

4)鑄坯坯殼傳熱以熱傳導(dǎo)為主，同一冷卻段冷卻均勻，且內(nèi)外弧對稱，釋放的凝固潛熱采用等效比熱容處理。

通過上述模型假設(shè)，將連鑄坯復(fù)雜的三維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題簡化成二維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，控制方程由傅里葉導(dǎo)熱方程描述如下：

(8)

(9)

式中：t為時間，s；T為溫度，℃；k(T)為導(dǎo)熱系數(shù)，W·(m·℃)-1；ρ(T)為密度，kg/m3；c(T)為鋼的比熱容，J·(kg·℃)-1；Q為內(nèi)熱源強度，W/m3；L為熔化潛熱，J/kg；fs為固相率。

(2)有限元網(wǎng)格劃分

09CrCuSb鋼連鑄坯的尺寸為220 mm×2 000 mm，鑄坯圓角半徑為5 mm。根據(jù)對稱性，選取鑄坯橫截面的1/4作為研究對象，尺寸為110 mm×1 000 mm，建立二維凝固傳熱模型，進(jìn)而對09CrCuSb鋼連鑄坯橫截面的溫度分布進(jìn)行研究。以鑄坯中心為原點，X軸正向為鑄坯的寬面延伸方向，Y軸正向為鑄坯的窄面延伸方向。

(3)生產(chǎn)工藝參數(shù)

連鑄機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表2。

表2 主要的連鑄工藝參數(shù)Table 2 Main parameters of continuous casting process

根據(jù)二冷區(qū)輥子的排布，將二冷區(qū)劃分為14個冷卻段，分別為足輥段、二冷0～12段。各冷卻段末端距彎月面的距離見表3。其中矯直區(qū)入口位于二冷6段與7段銜接處，距離彎月面15.9 m，矯直區(qū)全長4.3 m。

表3 二冷區(qū)各冷卻段末端距彎月面距離Table 3 Distance between the end of each cooling section in the secondary cooling zone and the meniscus

在二冷區(qū)的供水系統(tǒng)中，將二冷區(qū)劃分為9個冷卻區(qū),分別對應(yīng)于二冷區(qū)的14個冷卻段。二冷區(qū)僅冷卻1區(qū)(足輥段)有窄面噴水。斷面尺寸220 mm×2 000 mm、拉速為0.9 m/min的配水情況見表4。

表4 二冷區(qū)中各冷卻區(qū)的水量分配Table 4 Water distributions of each cooling zone in the secondary cooling zone

3 模擬結(jié)果與討論

國內(nèi)外學(xué)者對鑄坯角部橫裂紋的產(chǎn)生和預(yù)防進(jìn)行了大量研究，認(rèn)為鑄坯的高溫?zé)崴苄耘c角部裂紋的產(chǎn)生密切相關(guān)，特別是低溫脆性區(qū)[15]。有研究表明[16]：09CrCuSb鋼連鑄坯的低溫脆性區(qū)為725～825 ℃，連鑄坯角部屬二維傳熱，在二冷區(qū)的降溫速度較鑄坯寬面和窄面更快，在彎曲、矯直段，鑄坯角部溫度易處于低溫脆性區(qū)，在應(yīng)力作用下易產(chǎn)生裂紋。因此，在連鑄過程中，應(yīng)適當(dāng)調(diào)整二冷制度，使鑄坯角部溫度避開低溫脆性區(qū)。

3.1 連鑄坯在二冷區(qū)各段的溫度分布

圖1(a～g)為在結(jié)晶器出口、足輥段中部、足輥段出口、二冷0段中部、二冷0段出口、矯直區(qū)入口和矯直區(qū)出口的09CrCuSb鋼連鑄坯橫截面溫度分布云圖。由圖1(a)可知，09CrCuSb鋼連鑄坯出結(jié)晶器時其溫度由中心到表面呈下降趨勢，由于結(jié)晶器的冷卻作用，連鑄坯表面溫度迅速降至固相線以下，形成凝固殼。09CrCuSb鋼連鑄坯角部屬于二維傳熱，溫降幅度最大。結(jié)合圖1(a～e)，09CrCuSb鋼連鑄坯出結(jié)晶器時表面溫降幅度很大，進(jìn)入二冷區(qū)后，由于二冷區(qū)的冷卻強度低于結(jié)晶器的冷卻強度，且09CrCuSb鋼連鑄坯液芯凝固時所釋放的凝固潛熱不完全，使連鑄坯表面溫度升高，即回溫現(xiàn)象。當(dāng)溫度回升到一定程度后，受二冷區(qū)冷卻作用，連鑄坯表面溫度開始下降。

圖1 連鑄坯橫截面在二冷區(qū)各冷卻段的溫度分布云圖Fig.1 Temperature distributions in the cross- section of the continuous casting billet in each cooling section of the secondary cooling zone

由圖1(f、g)可知，09CrCuSb鋼連鑄坯在進(jìn)入矯直區(qū)前已完全凝固。在矯直區(qū)入口，連鑄坯寬面中心溫度為1 048 ℃，窄面中心溫度為12 ℃，角部溫度為790 ℃；在矯直區(qū)出口，連鑄坯寬面中心溫度為1 000 ℃，窄面中心溫度為860 ℃，角部溫度為764 ℃?，F(xiàn)行水量下，9CrCuSb鋼連鑄坯在矯直時角部溫度落入第三低溫脆性區(qū)(725～825 ℃)；在鑄坯內(nèi)弧靠近窄面的角部振痕較深的部位，存在大量細(xì)小的橫裂紋，證實了09CrCuSb鋼連鑄坯角部矯直溫度過低是引起角部橫裂紋的主要原因。

3.2 09CrCuSb鋼連鑄坯角部裂紋形貌及成分

09CrCuSb鋼連鑄坯表面被FeO覆蓋，無法直接觀察到裂紋宏觀形貌[17]。對09CrCuSb鋼連鑄坯進(jìn)行扒皮、酸洗處理，鑄坯表面無明顯裂紋，但在鑄坯內(nèi)弧靠近窄面的角部振痕處，出現(xiàn)細(xì)小的橫裂紋，如圖2所示，裂紋沿振痕向?qū)捗婧驼鏀U(kuò)展(屬于跨角裂)，裂紋長3～13 mm，寬0.010～0.025 mm，深入基體0.7～1.0 mm。

圖2 09CrCuSb鋼連鑄坯表面裂紋宏觀形貌Fig.2 Macroscopic appearance of crack on the surface of continuous casting billet of 09CrCuSb steel

圖3為09CrCuSb鋼連鑄坯角部裂紋附近的微觀形貌，角裂處基體組織為鐵素體和珠光體，分布不均勻，裂紋沿鐵素體向基體延伸。裂紋處沒有明顯的脫碳層，表明裂紋主要是在二冷區(qū)產(chǎn)生的。

圖3 角部裂紋附近的微觀形貌Fig.3 Microstructure near the corner crack

鑄坯角部裂紋形貌見圖4。利用掃描電鏡附帶的X射線能譜儀對裂紋附近進(jìn)行成分分析，結(jié)果見表5?？梢姡鸭y斷口表面的主要成分是Fe的氧化物，未出現(xiàn)F、K、Na等保護(hù)渣元素，結(jié)合連鑄坯裂紋處的顯微組織，可以基本確定裂紋主要產(chǎn)生于連鑄二冷區(qū)。

圖4 角部裂紋形貌Fig.4 Morphologies of corner crack

在連鑄坯彎曲、矯直過程中，鐵素體沿奧氏體晶界析出，鐵素體較軟，強度僅為奧氏體的25%[18]，因此應(yīng)變集中在鐵素體上。當(dāng)應(yīng)力超過鐵素體高溫下的允許強度時，就會產(chǎn)生微孔洞以釋放應(yīng)力，微孔洞聚合、長大逐漸形成裂紋，并沿奧氏體晶界擴(kuò)展。在連鑄過程中，應(yīng)合理調(diào)整二冷區(qū)冷卻強度，使連鑄坯表面溫度特別是角部溫度在彎曲、矯直時避開低溫脆性區(qū)，降低09CrCuSb鋼連鑄坯的裂紋發(fā)生率。

表5 X射線能譜儀成分分析結(jié)果(原子分?jǐn)?shù))Table 5 Composition analysis results of X- ray spectrometer (atom fraction) %

3.3 工藝優(yōu)化

基于以上研究結(jié)果，為提高連鑄坯進(jìn)入矯直區(qū)時的表面溫度，避開脆性溫度區(qū)，對現(xiàn)行水量進(jìn)行調(diào)整，將比水量從原來的0.48 L/kg降至0.44 L/kg。具體調(diào)整方案為：減少冷卻5區(qū)水量24%；減少冷卻6、7、8區(qū)水量30%，其余冷卻水量不變。調(diào)整后的配水方案見表6(表中數(shù)據(jù)為理論計算值，具體水量應(yīng)根據(jù)生產(chǎn)實際隨時調(diào)整)。

將調(diào)整后的水量代入傳熱模型，可得出09CrCuSb鋼連鑄坯在連鑄過程中的熱履歷，如圖5所示。

表6 調(diào)整前后水量對比Table 6 Comparison of water volume before and after adjustment L/min

圖5 水量調(diào)整后鑄坯表面各關(guān)鍵點降溫過程圖Fig.5 Cooling changes at key points on the casting billet surface after water volume adjustment

由圖5可知，由于只調(diào)整了二冷區(qū)中冷卻5～8區(qū)(即二冷1～8段)的進(jìn)水量，因此鑄坯在冷卻5區(qū)前的熱履歷沒有發(fā)生變化，結(jié)晶器出口處凝固坯殼厚度約為22 mm；二冷區(qū)鑄坯表面最大回溫速率均小于100 ℃/m。

(1)寬面中心溫度變化

調(diào)整二冷區(qū)冷卻水量對連鑄坯寬面溫度的影響顯著。只降低了二冷區(qū)中5～8區(qū)(即二冷1～8段)的水量，連鑄坯在二冷1段前的熱履歷沒有發(fā)生變化；二冷1段(距彎月面4.75～6.62 m)及之后的區(qū)域，連鑄坯寬面中心溫度始終高于調(diào)整前的寬面中心溫度，同一部位的最大溫差為50 ℃。由于減少了水量的分配，調(diào)整后的連鑄坯寬面中心回溫現(xiàn)象更加明顯。水量調(diào)整后09CrCuSb鋼連鑄坯進(jìn)入矯直區(qū)時其寬面中心溫度從原來的1 048 ℃提高到了1 080 ℃。

(2)窄面中心溫度變化

由于二冷區(qū)只有冷卻1區(qū)對窄面直接噴水冷卻，冷卻5～8區(qū)的水量調(diào)整對連鑄坯窄面中心溫度變化的影響較小?？傮w上，連鑄坯窄面中心溫度較水量調(diào)整前有小幅度升高。水量調(diào)整后，二冷區(qū)的冷卻強度減弱，導(dǎo)致窄面溫度下降減緩。連鑄坯進(jìn)入矯直區(qū)時窄面中心溫度從912 ℃提高到了926 ℃。

(3)鑄坯角部溫度變化

二冷區(qū)冷卻水量的調(diào)整對09CrCuSb鋼連鑄坯角部溫度變化的影響明顯。水量調(diào)整后，連鑄坯在二冷1～8段的角部溫度較水量調(diào)整前明顯提高，進(jìn)矯直區(qū)時角部溫度從原來的790 ℃提高到了810 ℃，出矯直區(qū)時角部溫度由原來的764 ℃提高782 ℃。冷卻水量的調(diào)整，提高了09CrCuSb鋼連鑄坯在矯直區(qū)的角部溫度，減小了鑄坯角部溫度與低溫脆性溫度區(qū)的重合比例，一定程度上降低了連鑄坯角部橫裂紋的產(chǎn)生概率。

4 結(jié)論

(1)09CrCuSb鋼連鑄坯角部裂紋處的組織為鐵素體和珠光體，分布不均勻，裂紋沿鐵素體向基體延伸，裂紋處沒有明顯的脫碳層；裂紋處的主要成分是Fe的氧化物，可以基本確定裂紋主要產(chǎn)生于連鑄二冷區(qū)。

(2)調(diào)整二冷區(qū)的冷卻水量，將比水量從原來的0.48 L/kg降低至0.44 L/kg，使矯直區(qū)連鑄坯角部溫度從原來的764～790 ℃提高至782～810 ℃，減小了與低溫脆性溫度區(qū)的重合比例，一定程度上降低了連鑄坯的開裂敏感性。