包晶鋼矩形坯二冷配水制度優化研究

朱立光 張彩軍 韓毅華 孫立根 陳 偉

(河北聯合大學)

0 引言

以Q215、Q235為代表的包晶鋼是典型的裂紋敏感性鋼種。由于該鋼種在1495℃時，在凝固過程中會出現包晶反應：δFe(鐵素體)+L(液體)→γFe(奧氏體)，產生強烈的線收縮和體積收縮，其裂紋敏感性較大［1］。只有保證初生坯殼傳熱均勻，才能防止包晶相變誘發的各種裂紋，因此，一般多采用提高保護渣結晶化率和降低結晶器冷卻水量來實現所謂的弱冷工藝［2］。但是，對于斷面相對較大的矩形坯而言，角部二維傳熱和鑄坯寬面中心典型一維傳熱所造成的溫差極易誘發鑄坯偏離角區域的縱裂紋。從傳統工藝及理論角度出發，為防止縱裂紋的進一步擴展，連鑄二冷區相應地也應該采用弱冷工藝［3-4］。

但在實際生產中，鑄機裝備水平是影響鑄坯質量的決定性因素。對于傳統的矩形坯連鑄機，鑄坯的鼓肚傾向嚴重，而鼓肚是導致大多數鑄坯質量問題的根源［5-6］。如果對于包晶鋼矩形坯采用二冷弱冷工藝，會加劇鼓肚的產生，誘發鑄坯偏離角縱裂、中間裂紋和三角區裂紋等，導致鑄坯質量的大幅惡化。因此，筆者詳細分析了國內某廠生產包晶鋼矩形坯時存在的鑄坯質量問題，在優化結晶器錐度和保護渣的基礎上獲得了結晶器出口處較均勻的坯殼，進而構建連鑄二冷區鑄坯凝固傳熱數學模型，對其連鑄二冷配水制度進行優化，最終獲得了質量較好的鑄坯。

1 凝固及二冷配水特點

一般把含碳量在0.08% ～0.15%鋼種稱為包晶鋼。由相圖可見，其凝固正好處于包晶區，凝固時會產生包晶反應，而凝固后繼續進行固相轉變δ→γ，導致在固相線溫度以下20℃ ～50℃鋼的線收縮最大。此時，結晶器彎月面剛凝固的坯殼隨著溫度的下降發生轉變，伴隨著0.38%的體積收縮，坯殼與銅板脫離，形成不均勻氣隙，導致初生坯殼不均勻生長，熱流最小，在坯殼較薄處形成凹陷，從而應力集中而出現裂紋［7］。因此，包晶鋼鑄坯表面裂紋是鋼水在結晶器中凝固時形成的。首先在初生坯殼薄弱處產生微裂紋，然后出結晶器后在二冷區進一步擴展，如二冷冷卻強度過大，會造成鑄坯表面溫降較快，斷面內溫度梯度增大，熱應力增大，若超過臨界應力即發生裂紋，或在原有微裂紋處擴展成明顯裂紋。

2 連鑄生產工藝參數及鑄坯質量問題

國內某廠生產Q235包晶鋼150 mm×350 mm矩形坯時，鑄坯出現鼓肚、中心裂紋和三角區裂紋等嚴重質量問題，具體如圖1所示。

經排除試誤分析，這與其連鑄二冷配水制度有很大的關系，為了改善鑄坯質量，須對其進行優化。表1和表2分別為該鋼種連鑄機設備及工藝參數和二冷噴嘴布置方式。

圖1 鑄坯存在的質量問題

表1 連鑄機設備及工藝參數

表2 二冷噴嘴布置

3 二冷配水制度優化

3.1 二冷噴嘴測試分析

采用PZ-W＆P-Ⅲ型連鑄二冷噴嘴測試系統，對連鑄機二冷用噴嘴進行性能測試。主要測試性能包括：不同供水壓力下的水流密度、沖擊壓力分布、水流總量。測試條件：供水壓力范圍0.2 MPa～0.6 MPa，噴嘴斷面距鑄坯距離115 mm。表3是各型號噴嘴在0.3 MPa下的噴射角度和流量測試結果。

表3 各噴嘴0.3 MPa下噴射角度及水流量

由表3可以看出，8080噴嘴噴射角度略有偏小，11780噴嘴流量嚴重偏大。其它各噴嘴性能良好，符合國家標準。經過對各噴嘴進行水流密度和沖擊壓力分布進行測試，結果發現，8080噴嘴是橢圓型噴嘴，其中心部位水流密度較小，左右兩端較大，而且其噴射角度偏小;11780噴嘴在壓力較低時中心水流密度很小，而鑄機二冷水壓力非常低，這將導致水流覆蓋中間區域冷卻不良，影響鑄坯質量，而且該噴嘴在0.3 MPa下流量14.4 L/min，比設計流量偏大23%，將導致該噴嘴噴射面過冷和其它部位噴水不足，這將導致鑄坯冷卻不良，有可能引起脫方和裂紋等質量缺陷。15680噴嘴是橢圓型噴嘴，其加工工藝較好，滿足設計要求。

3.2 鑄坯傳熱數學模型及冶金準則

結合二冷噴嘴測試結果，構建鑄坯傳熱數學模型，根據鑄坯的對稱性，為簡化計算只選取1/4鑄坯斷面進行分析。

3.2.1 主控方程

連鑄熱過程的主控方程為下述的非穩態熱傳輸方程：

式中：ρ——鋼水密度;

T—— 溫度;

t—— 時間;

c—— 比熱;

k—— 導熱系數;

相變過程中產生的潛熱L可用下式表示：

式中：fs——代表固相分率。

這里用熱焓(H)方法來簡化上述兩個公式。與等效熱容法相比，熱焓法避免了等效熱熔法對時間步長和空間步長的嚴格限制，可提高計算精度。在熱焓法中，諸如比熱、潛熱、密度等非線性參數可用如下一個參數代替：

這樣熱傳輸主控方程可描述為：

與鑄坯橫向帶走的熱量相比，拉坯方向傳熱可忽略不計。這樣公式可以進一步簡化成為二維形式：

3.2.2 基本假設

上述連鑄過程熱傳輸數學模型基于下列假設：忽略結晶器內的鋼液流動行為，鑄坯兩相區和液芯的對流傳熱靠增大鋼液導熱系數值3～6倍進行考慮;k(T)，H(T)，ρ(T)僅隨溫度變化;忽略結晶器振動、結晶器錐度和凝固偏析的影響;忽略彎月面的影響;視彎月面處熔融金屬的溫度為澆注溫度。

3.2.3 初邊界條件

初始條件和邊界條件為：在結晶器上表面，假設鋼水溫度與中間包澆注溫度(T0)相等，也即t=0時刻，T=T0。

結晶器內邊界條件屬于第二類邊界條件［8］，其表達式為：

式中：a——為經驗常數;

b——是結晶器冷卻水量、冷卻水溫差、鑄坯結構尺寸等參數的函數。

在二冷區，邊界結點熱流率與邊界溫度成線性關系，即：

式中：Tw——鑄坯表面溫度;

T∞——冷卻水溫度;

hf——鑄坯與水之間的給熱系數，這里取hf=581w0.451(1-0.0075Tw)［9］，其中 w 為水流密度(L·m-2·s-1)，該值可根據冷卻水量、冷卻水溫等參數計算得到。

在空冷區，以輻射傳熱為主，輻射傳熱熱流密度采用四次方定律。

3.2.4 求解方法

本模型的求解選用ANSYS。ANSYS分析過程包含三個主要步驟［10］。

1)建立有限元模型：①創建或讀入幾何模型;②定義材料屬性;③劃分網格。

2)施加載荷并求解：①施加載荷及載荷選項、設定約束條件;②求解。

3)查看結果：① 查看分析結果;② 檢驗結果(分析是否正確)。

有限單元模型及其網格劃分如圖2所示。

圖2 有限單元模型及網絡劃分

3.2.5 冶金準則

1)鑄機冶金長度限制準則：為了保證鑄坯質量，鑄坯在矯直前應該完全凝固。

2)結晶器出口處鑄坯坯殼厚度限制準則：為了避免漏鋼事故的發生，結晶器出口處鑄坯最小坯殼厚度應在8 mm～15 mm左右。

3)鑄坯表面冷卻速度限制準則：沿鑄坯長度方向，鑄坯的表面冷卻速度一般控制在150℃/m以下。

4)鑄坯表面溫度回升限制準則：在鑄坯接近完全凝固時，過大的溫度回升會產生中心偏析和中心裂紋。鑄坯表面溫度回升一般控制在100℃/m以下。

5)脆性區鑄坯矯直變形限制準則：矯直區的鑄坯表面溫度應避開低延性區溫度，以免矯直時鑄坯表面產生橫裂。通常采取的措施是調整二冷制度，保證鑄坯在矯直點的溫度高于塑性較低的第三溫度區，保持在900℃以上。

6)二冷區鑄坯表面溫度限制準則：二冷區內鑄坯表面溫度波動范圍應保證在900℃ ～1200℃范圍內。

3.3 鑄坯溫度場分析及配水方案的確定

根據冶金準則，對鑄坯凝固傳熱過程進行模擬求解，模擬結果如下：

3.3.1 原有配水制度下鑄坯溫度場

根據原有配水方案模擬計算出拉速在1.5 m/min下鑄坯相應關鍵點的溫度曲線如圖3所示。

圖3 鑄坯特殊點溫度歷程

由圖3可以看出，當拉速為1.5 m/min時，鑄坯表面寬面中心溫度范圍為903℃～1149℃，在整個二冷區內，最高返溫為215℃，集中在二冷四段。鑄坯表面窄面中心溫度范圍為967℃～1130℃，在整個二冷區內，最高返溫為144℃，集中在二冷二段。因此，較高的鑄坯溫度和回溫導致了鼓肚的產生，進而誘發前述的各種鑄坯質量問題，配水方案亟待優化。

3.3.2 優化二冷配水后鑄坯溫度場

根據原有配水制度下的模擬結果，調整二冷各段水量，優化后的配水方案和關鍵點計算結果見表4。

表4 優化后的配水方案和關鍵點溫度計算值

由表4可以看出，采用優化后的配水方案，鑄坯的寬面和窄面溫度變化區域較平緩，在符合基本的配水準則條件下，進一步優化了鑄坯的溫度場。

4 二冷配水優化后鑄坯質量分析

該廠采用優化后的水表進行了 Q235鋼種150 mm×350 mm矩形坯的連鑄生產，并對拉速1.5 m/min下的鑄坯進行取樣進行分析，得到的鑄坯低倍照片如圖4所示。

圖4 鑄坯低倍照片

由圖4可以看出，二冷配水制度進行優化后，鑄坯表面質量良好，沒有明顯的鼓肚變形，僅窄邊存在輕微凹陷。鑄坯內部質量良好，中心裂紋0級，中心縮孔0級，中心疏松0.5級。

5 結論

1)鑄機裝備水平是鑄坯質量的決定性因素，合理的二冷配水必須以鑄機裝備為基礎。

2)包晶鋼連鑄生產應加強噴嘴性能檢測驗收，以保證鑄坯在二冷區均勻穩定冷卻。

3)當二冷比水量為 1.1 L/kg～1.4 L/kg時，鑄坯表面質量和內部質量均得到改善。

6 展望

以Q215、Q235為代表的包晶鋼產品目前應用廣泛，在基礎的建材與窄帶市場需求量大，因此也成為眾多中小型鋼鐵企業的主力生產品種，但由于各企業起點、發展戰略不同，導致其澆鑄包晶鋼的鑄機裝備千差萬別，工藝操作水平參差不齊，這就使得已有的同行生產經驗很難簡單的復制到各廠自己的實際生產中。而且在鋼鐵產業升級的行業大背景下，產量已不能代表經濟效益，如何生產高質量的鑄坯才是煉鋼廠當前需要解決的首要問題。因此只有立足于自身工藝操作和裝備水平基礎上的鑄坯質量優化才是各企業的正確發展方向。

［1］ 巴鈞濤，文光華，唐萍，等.寬厚板包晶鋼的保護渣［J］.北京科技大學學報，2009，31(6)：696-700.

［2］ 汪洪峰，姜加和，江中塊.包晶鋼連鑄板坯表面質量的控制［J］.冶金叢刊，2004(2)：1-5.

［3］ 歐陽飛，曾令宇，劉志明，等.板坯包晶鋼的表面質量控制［J］.連鑄，2005(1)：31-33.

［4］ 王春芳.寬板坯包晶鋼裂紋的原因分析與改進措施［J］.南鋼科技與管理，2006(3)：1-4.

［5］ 王燚，何宇明，周萬強，等.矩形鑄坯質量控制的實踐［J］.煉鋼，2011，27(2)：16-20.

［6］ 蔡開科，秦哲，孫彥輝.連鑄坯凝固過程坯殼變形與鑄坯裂紋控制［C］.2008年連鑄設備技術交流會論文集，2008：1-25.

［7］ 劉增勛，呂慶.包晶反應對連鑄凝固影響的理論分析［J］.東北大學學報，2006，27(S2)：36-39.

［8］ 蔡開科.連鑄結晶器［M］.北京：冶金工業出版社，2008：36-38.

［9］ 朱立光，王碩明，張彩軍，等.現代連鑄工藝與實踐［M］.石家莊：河北科學技術出版社，2000：33-36.

［10］ 劉濤，楊鳳鵬.精通 ANSYS［M］.北京：清華大學出版社，2002：1-10.