逯志方，李艷霞，秦樹超，范振霞，趙昊乾，黨愛國

(1.邢臺鋼鐵有限責(zé)任公司，河北 邢臺 054027； 2.河北省線材工程技術(shù)創(chuàng)新中心，河北 邢臺 054027)

高碳鋼如軸承鋼、高強度預(yù)應(yīng)力及鋼絞線用鋼等鋼種對鋼材的內(nèi)部質(zhì)量要求很高，因此對于脫氧造渣、末端壓下等影響鋼材潔凈度及均勻性的過程工藝控制非常嚴格。對于特定澆次而言，首爐連鑄坯尤其是開澆階段生產(chǎn)的連鑄坯由于保護澆注效果不好，拉速不穩(wěn)定等因素內(nèi)部質(zhì)量差于連澆爐。福斌等[1]研究了開澆過程對IF鋼鑄坯潔凈度的影響，認為第一塊合格鑄坯應(yīng)在距鑄坯頭部8.5 m取。曹晶等[2-4]詳細研究了低碳鋁脫氧鋼連鑄開澆階段鋼中非金屬夾雜物的變化。然而對于高碳鋼相關(guān)方面的研究較少，本文重點對高碳鋼種軸承鋼、預(yù)應(yīng)力鋼絞線用鋼澆次的首爐連鑄坯的內(nèi)部質(zhì)量進行研究，從而指導(dǎo)首爐連鑄坯的質(zhì)量改進。

1 高碳鋼首爐連鑄坯潔凈度變化研究

考慮到軸承鋼鋼種對全氧含量及夾雜物有更嚴格的要求，重點在軸承鋼上研究首爐連鑄坯潔凈度變化。

1.1 T.O與T.N含量變化

分別在首爐連鑄坯距離坯頭1.1、3.8、6.7、9.7、13.2及19.3 m處(標準連鑄坯每支長度約6 m，共計跟蹤3支)取連鑄坯樣，每支取樣連鑄坯分別在中心及1/4處各加工2根Φ5 mm的氧氮樣，采用美國LECOTCH600氧氮氫聯(lián)合測定儀分析檢測試樣的全氧(T.O)、全氮(T.N)含量，每支連鑄坯樣檢驗4個氧氮樣數(shù)據(jù)，取平均值記為該連鑄坯樣的氧氮值。首爐連鑄坯距離坯頭不同位置處鋼坯的T.O及T.N含量變化情況如圖1所示。

圖1 首爐連鑄坯距離坯頭不同位置處鋼坯的T.O及T.N含量變化

由圖1可知，開澆初期鋼中T.O及T.N含量變化很大，分別由距離坯頭1.1 m處的18.5×10-6、30×10-6的降為3.8 m處的12.1×10-6、23×10-6，隨后變化幅度降低。從T.O及T.N變化的一致性來看，首爐連鑄坯3.8 m處(對應(yīng)已澆鑄鋼水量約10.4 t)是個拐點，在拐點處前后連鑄坯中T.O及T.N變化的相關(guān)性發(fā)生改變，說明該拐點之前的連鑄坯澆鑄時受大氣的二次氧化影響較大，之后的連鑄坯澆鑄時主要受耐材、中間包流場等因素影響，T.O含量存在一定變化但T.N含量變化很小。調(diào)研數(shù)據(jù)與現(xiàn)場操作吻合較好，中間包10 t鋼水時(對應(yīng)液位剛好淹沒擋渣墻上的通鋼孔)添加中間包覆蓋劑，能夠有效地改善澆鑄初期鋼水受大氣的二次氧化影響。首爐連鑄坯甩廢3.8 m，軸承鋼連鑄坯的氣體含量已基本達到標準要求(T.O≤0.0012%)。

1.2 鋼中非金屬夾雜物變化

為研究首爐連鑄坯不同位置處的非金屬夾雜物變化情況，采用FEI Explorer 4 金屬分析儀對不同全氧含量的連鑄坯生產(chǎn)的熱軋盤條的非金屬夾雜物進行自動掃描檢測，詳細分析檢測尺寸在1 μm(Dave)以上的氧化物夾雜的尺寸、形貌、成分等信息。對自動掃描檢測到的每個夾雜物進行人工確認，以排除制樣檢測過程中拋光粉、灰塵等污染物對分析結(jié)果的影響。

不同氧含量(T.O含量分別為12.1×10-6與7.1×10-6)軸承鋼熱軋盤條中的非金屬夾雜物如圖2(a)、圖2(b)所示。從圖2中可以看出，高氧含量軸承鋼各尺寸段夾雜物數(shù)量均大于低氧含量材料，且含CaO成分的夾雜物數(shù)量明顯偏多。對于較大尺寸(>8 μm)的夾雜物，高氧含量材料數(shù)量遠多于低氧材料。分析結(jié)果表明全氧含量對于軸承鋼中非金屬夾雜物數(shù)量及尺寸均有很大的影響。

圖2 不同全氧含量軸承鋼中非金屬夾雜物

2 高碳鋼首爐連鑄坯偏析控制研究

影響連鑄坯偏析的因素很多，合適的鋼水過熱度控制、電磁攪拌[5-8]等工藝會一定程度的改善連鑄坯中心偏析。連鑄坯凝固末端輕壓下技術(shù)被認為能夠有效改善鑄坯中心偏析[9-10]，但良好的凝固末端壓下效果是以合適的壓下區(qū)間的設(shè)定和精準的凝固末端位置控制為基礎(chǔ)的，阮細保等[11-12]研究了連鑄各工藝參數(shù)對凝固末端位置的影響，研究結(jié)果表明拉速對凝固末端位置影響最為顯著。本文在定量研究拉速對連鑄坯凝固過程影響基礎(chǔ)上，針對首爐連鑄坯生產(chǎn)過程特點，采取針對性措施改善鑄坯偏析情況。

2.1 拉速對連鑄坯凝固末端位置的影響

建立了連鑄坯凝固二維非穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)學(xué)模型，采用運動坐標系的二維切片法，忽略拉坯方向的傳熱，連鑄坯凝固的二維非穩(wěn)態(tài)傳熱控制方程為

拉速對軸承鋼連鑄坯中心鋼水溫度的影響如圖3所示，從圖3中可以看出拉速對連鑄坯溫度分布影響很大，拉速由0.4 m/min提升至0.7 m/min，連鑄坯凝固末端位置由距離彎月面11.42 m后移至19.18 m，拉速平均每提升0.1 m/min，凝固末端后移約2.58 m。結(jié)合連鑄機拉矯機位置分布情況，當(dāng)拉速超過0.6 m/min時，凝固末端位置將后移至拉矯機分布區(qū)間(首臺拉矯機距離彎月面16.18 m)，拉矯機可對連鑄坯實施壓下。因此，采取有效措施，快速提升拉速以實現(xiàn)對連鑄坯有效壓下成為解決首爐連鑄坯偏析的主要方法。

圖3 拉速對連鑄坯中心鋼水溫度及凝固末端影響

2.2 軸承鋼首爐連鑄坯工藝優(yōu)化

針對首爐連鑄坯凝固末端輕壓下存在的問題，通過延長中間包烘烤時間，改善中間包及浸入式水口烘烤效果，下調(diào)連鑄機首爐鋼水澆注溫度5～10 ℃等措施，快速提升首爐連鑄坯拉坯速度至0.60 m/min及以上(正常連澆爐拉速為0.70 m/min)，同時將鋼水溫度控制到要求溫度以內(nèi)。通過工藝優(yōu)化，首爐可實現(xiàn)對超過一半比例連鑄坯實施有效壓下。工藝優(yōu)化前后連鑄坯縱向低倍組織形貌如圖4所示，熱軋盤條的帶狀碳化物形貌如圖5所示。

圖4 工藝優(yōu)化前后首爐連鑄坯縱向低倍組織

圖5 工藝優(yōu)化前后盤條帶狀碳化物

從圖4可知，工藝優(yōu)化后，連鑄坯心部偏析控制發(fā)生顯著變化。工藝優(yōu)化后，由于對連鑄坯心部部分區(qū)域?qū)嵤┯行合?，心部濃化鋼水的聚集被抑制，鑄坯中心區(qū)域由中心偏析線轉(zhuǎn)變?yōu)殡x散的偏析點。由圖5可知，工藝優(yōu)化后，盤條中心區(qū)域的帶狀碳化物的數(shù)量減少，且?guī)钐蓟镩L度縮短，材料組織的均勻性提高。

2.3 預(yù)應(yīng)力鋼首爐連鑄坯工藝優(yōu)化

在高碳預(yù)應(yīng)力鋼種上也開展了改善首爐連鑄坯中心偏析試驗，借鑒軸承鋼改進措施，工藝優(yōu)化前后SWRH82B鋼種縱向低倍組織形貌如圖6所示，從圖6中可以看出，優(yōu)化工藝對連鑄坯心部偏析作用明顯，中心偏析及疏松缺陷基本消除。

圖6 連鑄坯縱向低倍組織對比

考慮到熱軋盤條的面縮率技術(shù)指標一定程度上可反饋連鑄坯的偏析控制狀況。對3個試驗批次連鑄坯跟蹤軋制取樣檢測，各批次工藝優(yōu)化前后熱軋盤條的面縮率控制如圖7所示。由圖7可知，工藝優(yōu)化后各批次熱軋盤條面縮率均有明顯的提升，內(nèi)控保證能力大幅增加。但優(yōu)化工藝每批次熱軋盤條的面縮率的波動范圍增加，這可能與首爐連鑄坯連鑄工藝波動較大有關(guān)。

圖7 熱軋盤條面縮率對比

3 結(jié) 論

(1)首爐連鑄坯開澆初期鋼中T.O及T.N含量變化很大，隨后變化幅度降低。從T.O及T.N變化的一致性來看，首爐連鑄坯3.8 m處是個拐點。

(2)高氧含量軸承鋼各尺寸段夾雜物數(shù)量均大于低氧含量材料，且含CaO成分的夾雜物數(shù)量明顯偏多。全氧含量對于軸承鋼中非金屬夾雜物數(shù)量及尺寸均有很大的影響。

(3)拉速對連鑄坯溫度分布影響很大，拉速由0.4 m/min提升至0.7 m/min，連鑄坯凝固末端位置由距離彎月面11.42 m后移至19.18 m，拉速平均每提升0.1 m/min，凝固末端后移約2.58 m。

(4)工藝優(yōu)化后，首爐連鑄坯心部偏析控制發(fā)生顯著變化，鑄坯低倍組織改善明顯。軸承鋼盤條中心區(qū)域的帶狀碳化物的數(shù)量減少，且?guī)钐蓟镩L度縮短；預(yù)應(yīng)力鋼SWRH82B熱軋盤條面縮率明顯提升，內(nèi)控保證能力大幅增加。