高強鋼板坯凝固過程模擬與工藝優化

張 攀，時朋召，謝世正，梁 亮，徐李軍, ，王明林

（1.鋼鐵研究總院連鑄技術國家工程研究中心,北京 100081；2.湖南華菱漣源鋼鐵有限公司技術中心,湖南 婁底 417009；3.中國鋼研科技集團有限公司數字化研發中心,北京 100081）

0 引言

連鑄板坯或方坯的質量決定著最終產品的質量，表面裂紋、內部裂紋、中心氣孔、中心偏析等缺陷嚴重制約著最終產品的品質和經濟效益[1?3]。對于特定的連鑄機和特定的鋼種，缺陷的產生與鋼種過熱度、拉速、冷卻條件以及鑄機的設備狀態密切相關。在連鑄生產過程中，電磁攪拌、智能化二冷、動態輕壓下等技術逐漸得到應用，降低了缺陷發生的概率，提高了鑄坯質量[4?6]，而準確掌握板坯連鑄凝固過程是這些技術應用的基礎。

凝殼厚度的測定方法有5 種[7]：一是同位素示蹤法，在某一時刻隨注流加入放射性同位素到結晶器內，注流的運動把同位素帶到液相穴內3～4 m 深，含有同位素的鋼液凝固后帶有放射性，而加入同位素那一時刻已凝固的金屬不含放射性元素，這樣就可在不同位置上切取鑄坯試樣做自射線照相，就可分辨出凝固層厚度，此方法會產生一定的放射性污染，因此較少使用；二是射釘法，將含有示蹤材料的鋼釘擊入正在凝固的坯殼，然后在鑄坯相應位置取樣進行分析[8?9]，此法不影響生產；三是刺穿坯殼法，鑄坯出結晶器后，把凝固殼刺穿使液體鋼水流出來，然后測定凝固殼厚度，以決定凝固殼厚度與時間的關系，此方法要破壞現場，處理難度大；四是測定板坯鼓肚以決定液相穴的位置，此方法精度差，影響生產；五是從結晶器上面放入比重大、包有放射性的球，此球以相當大的速度下降到液相穴底部，然后用蓋格計數器測定出現放射性時鑄坯所在位置，以決定液相穴長度，此法有放射性污染并且精度較差。相對于其他試驗方法，射釘法取樣方便且較為準確，因此得到了廣泛應用。阮細保等人[10]以Q235 鋼為試驗對象，利用射釘法在鑄坯1/4 位置處測量出230 mm×1 510 mm 斷面在1.05 m/min 拉速下的坯殼厚度，以此為基礎，優化凝固計算模型，確定液相穴長度及凝固終點，并驗證了鑄機預報結果。謝桂強等人[11]采用射釘法對中碳鋼和高碳鋼特厚板坯進行了凝固參數測定試驗，得到典型工況條件下矯直區前后位置處鑄坯凝固坯殼厚度，并以測得的凝殼厚度為邊界，模擬預報出了凝固終點的位置。

輕壓下技術能明顯改善板坯的中心質量，也有效提高了后續軋材的質量。國內外許多研究者對輕壓下技術的凝固末端模型、壓下過程鑄坯的變形規律等基礎理論進行了深入的研究，同時應用數值模擬技術對輕壓下的工藝優化也進行了大量的應用研究。但是，在進行數值模擬研究時，要測定連鑄坯的凝殼厚度，為驗證凝固傳熱模型和輕壓下位置的設定提供依據。由于射釘法取樣方便且較為準確，對生產也沒有較大影響，因此常用射釘法來測定連鑄坯在二冷區不同位置的凝殼厚度。筆者采用“射釘”試驗法對某廠960QT 鋼鑄坯的凝固過程和表面溫度進行了測定，并使用ProCAST 軟件模擬了連鑄板坯的凝固傳熱過程，計算分析了連鑄過程中的鑄坯特征點溫度、芯部固相率，并對連鑄過程中不同輕壓工藝下鑄坯應變分布情況進行了模擬分析，在此基礎上針對輕壓下位置和壓下量開展了優化，并采用優化后的工藝進行了工業試驗，有效改善了板坯內裂紋與中心偏析，為板坯連鑄機動態輕壓下工藝的實施效果提供了保障。

1 試驗部分

板坯凝固參數測定[12]試驗包括兩個部分的內容，分別為凝殼厚度測定和表面溫度測量。

1.1 凝殼厚度測定

射釘法是將含有示蹤材料的鋼釘擊入正在凝固的坯殼，然后在鑄坯相應位置取樣進行分析，由于鋼釘上加工有兩道含有硫化物的溝槽，然后根據鑄坯中硫的擴散情況即可判斷射釘時刻的凝固殼厚度。

含釘試樣中鋼釘及周邊區域可分為A 區、B 區、C 區三個部分，A 區域為固相區，硫化物難以擴散，鋼釘與基體界線清晰；B 區域為固液兩相區，即糊狀區，硫化物得到部分擴散，但擴散程度稍弱；C 區為液相區，鋼釘中的硫化物在鋼液中完全融化并迅速擴散開來，最后隨著鑄坯心部的鋼液一起凝固，因此硫印的形貌與凝固組織趨于一致。鑄坯的凝固邊界一般取A 與B 的邊界，見圖1。

根據相關資料介紹[10]，鑄坯寬面1/4 處表面溫度最高，該處鑄坯凝固坯殼最薄，因此射釘位置應處于鑄坯寬面的1/4 處。

1.2 表面溫度測量

試驗采用日本CHINO 公司生產的IR-HQH 型紅外雙色智能測溫儀，該儀器可以最大限度避免現場煙塵、水汽、距離等因素對發射率的影響，從而獲得比較準確的表面溫度值。

1.3 試驗材料與方案

在本次射釘試驗中，試驗鋼種為960QT，斷面230 mm×1 800 mm，拉速0.90 m/min。中包鋼水溫度為1 535 ℃，液相線溫度為1 512 ℃，過熱度為23 ℃，其主要化學成分如表1 所示。射釘裝置安裝位置分別為6#、7#、8#扇形段末鑄坯寬面1/4 位置，含硫鋼釘長140 mm。

表1 試驗鋼種的主要化學成分Table 1 Main chemical composition of the steel %

2 板坯凝固過程數值模擬

2.1 模型假設

為了建立連鑄過程基本傳熱方程，作出以下假設：

1）忽略結晶器振動和保護渣膜對傳熱的影響；

2) 忽略拉坯方向的傳熱；

3) 鑄坯的物理特性為各向同性；

4) 鑄坯液相線溫度和固相線溫度為常數[13]；

5) 忽略鑄坯凝固過程中的體積收縮。

2.2 凝固傳熱方程

連鑄板坯傳熱方程的基本形式如式（1）所示。

式中，ρ為鑄坯密度，kg/m3；Cv為鑄坯等容熱容，J/(kg·℃)；λ為鑄坯導熱系數為鑄坯溫度對傳熱時間的實體導數；L為體積潛熱；fs為固相率。

Visual-Cast 提供了定義相位變化的另一種方法。不需要定義比熱和潛熱，我們可以定義相應的焓曲線。因此，在溫度場的模擬中，潛熱的計算采用焓作為變量，如式（2）所示。

2.3 工藝模型

利用Pro/E 軟件建立溫度場模擬的模型，將模型導入MeshCAST 模塊進行曲面和體的網格劃分。

2.4 定解條件

1）材料參數

將960QT 成分輸入預制模塊的材料數據庫；使用ProCAST 計算了密度、熱焓、固相分數等熱物性參數。通過計算得到了液相線溫度和固相線溫度，分別為1 512 ℃和1 474 ℃。960QT 的熱物性參數如圖2 所示。

圖2 960QT 冷卻凝固過程熱物性參數Fig.2 Thermal property parameters during 960QT cooling and solidification process

2）初始條件

鋼水初始溫度（與澆注溫度相同）為1 535 ℃，環境溫度為25 ℃。

3）結晶器傳熱

一般采用熱平衡方法來研究結晶器的傳熱速率，即：結晶器導出的熱量=冷卻水帶走的熱量，通過式（4）計算：

式中，qc為 結晶器內的平均熱流密度，kW/m2；Qw為結晶器冷卻水流量，g/s；cw為水的比熱容，kJ/(g·℃)；?Tw為 結晶器冷卻水進出水溫度差，℃；S為結晶器內與鋼水接觸的有效面積，m2。

在結晶器內，熱流密度可通過公式（5）[14]計算：

式中，qm為 結晶器的熱流密度，kW/m2；β是一個常數，取決于結晶器冷卻條件，kW/(m2·s1/2)；qc為結晶器內的平均熱流密度，kJ/m2；lm是結晶器的有效長度，m；t是鑄坯在結晶器中的時間，s；v為拉速，m/s。

4）二冷區邊界條件

連鑄機足輥區和其他區的冷卻介質不同，采用不同的計算方法：

足輥區換熱系數如式（6）所示[15]：

由于噴嘴為氣水噴嘴，其他區換熱系數如式（7）所示[16]：

式中，h為換熱系數，kW/(m2·℃) ;W為冷卻水水流密度，L/(m2·s) ;Tw為冷卻水溫度，℃。二冷區參數和二冷區冷卻水量如表2、表3 所示。

表2 二冷區參數Table 2 Parameters of secondary cooling zone

表3 二冷區冷卻水量Table 3 Cooling water quantity in secondary cooling zone L/min

5）空冷區換熱

鑄坯在空冷區的輻射換熱系數為如式（8）所示：

式中，h為自然對流換熱系數，W/(m2·℃)；L為特征尺寸，m；γ為對流作用所占成分。

2.5 模型驗證

為了確定模擬結果的準確性，將試驗過程中測得的鑄坯7#～9#扇形段末寬面1/4 處表面溫度與模擬結果進行比較，比較結果如圖3 和表4 所示。從圖3 可以看出，測量的表面溫度比模擬的溫度低，誤差最高為3.2%，這表明模型邊界條件的處理和模擬的結果都較為貼近實際生產工藝，準確地反應了板坯連鑄過程的凝固特點。

表4 溫度測量值與模擬值對比Table 4 Comparison of the measured and simulated temperature values

圖3 寬面1/4 處表面溫度模擬值與測量值對比Fig.3 Comparison of the simulated and measured surface temperature at 1/ 4 of the wide surface

根據釘子周圍是否有明顯擴散的位置，可以確定射釘試驗中的凝殼厚度。擴散明顯的區域是糊狀區，釘子完全溶解的區域是液體區。實測和模擬殼體厚度分別為102 mm 和103 mm，如圖4 所示。由此可見，實測值與計算值相吻合，表明凝固傳熱模型能很好地預測凝固過程。

圖4 射釘試驗試樣及凝殼厚度的實測值和計算曲線Fig.4 Slab sample for nail shooting experiment,measured value and calculated curve of shell thickness

二冷區不同位置處的固相率(1/2 斷面)如圖5所示。由于在固相中S 的擴散比較緩慢，而在液相中，尤其是在固相率低于0.7 的時候，S 的擴散較快，基本上可以認為是瞬時均勻的。因此模擬過程中，認為在鑄坯固相率為0.7 時，S 沒有進行擴散。從圖5 可以看出，隨著鑄坯凝固冷卻的進行，坯殼厚度不斷增加，液芯不斷變窄。在6#段末（距彎月面16.5 m），鑄坯中心尚未完全凝固，與測量結果基本符合，此時鑄坯內弧側寬面1/4 處坯殼厚度為100 mm；在距彎月面18 m 處，鑄坯中心未完全凝固，此時鑄坯內弧側寬面1/4 處坯殼厚度為107 mm；鑄坯在距彎月面18.43 m 處完全凝固，960QT 鋼凝固計算預報與凝殼厚度實測結果對比如表5 所示。

表5 960QT 鋼凝固計算實測結果對比Table 5 Comparison of solidification calculation and measured results of 960QT steel

圖5 二冷區不同位置處的固相率Fig.5 Solid rates at different positions of the secondary cooling zone

3 模擬結果與討論

3.1 板坯溫度分布

采用有限元方法模擬了板坯凝固過程中的溫度分布，板坯寬面1/4 處、板坯中心、窄面中心的溫度變化如圖6 所示。

圖6 拉速0.9 m/min 時板坯各位置的溫度變化曲線Fig.6 Temperature change curve at each position of the billet at a drawing speed of 0.9 m/min

在結晶器內，由于冷卻強度高，使得板坯表面的溫度下降速度較快，但是中心處的降溫速度最慢，在結晶器內基本沒有什么變化，這是因為液芯內部溫度高，向外傳熱較慢。在結晶器出口處，板坯寬面中心溫度為1 236 ℃，窄面中心溫度為1 210 ℃。

在足輥段（0.8～0.88 m），窄面溫度下降速度明顯大于寬面，足輥段出口處寬面溫度為1 175 ℃，窄面溫度為1 078 ℃，這是由于板坯窄面的冷卻水量較大，使得窄面溫度的下降速度明顯高于寬面。但是，出足輥段后，由于鑄坯窄面主要以輻射散熱為主，冷卻強度降低，導致窄面中心溫度有較大的回升。進入彎曲段后，由于冷卻水流密度降低，使得鑄坯表面的換熱系數降低，散熱量減少，再加上凝固潛熱的釋放，使得鑄坯在凝固過程中出現回溫現象；而鑄坯窄面由于換熱系數較小，使得在一定時間內窄面溫度高于寬面溫度。

鑄坯進入二冷區后，由于液芯溫度高于固相溫度，隨著板坯冷卻，潛熱不斷釋放，溫度下降緩慢。由于板坯的冷卻強度較低，液芯部分尚未完全凝固，板坯中心溫度變化不大。最后潛熱完全釋放，液芯部分完全凝固，板坯中心溫度迅速下降。此外，由于不同冷卻段冷卻強度的不同，二冷區板坯溫度呈波浪曲線分布。

3.2 拉速對凝固傳熱影響

選取0.9、1.0、1.1、1.2 m/min 四種拉坯速度，在其他參數固定的情況下，研究拉速對板坯表面溫度以及凝固速度的影響，結果如圖7 所示。從圖7 可以看出，隨著拉速的增大，板坯的液相穴長度增加。在板坯完全凝固之前，拉速對板坯表面溫度的影響較大，特別是在二冷區，拉坯速度每增加0.1 m/min，鑄坯的表面溫度升高15 ℃左右。然而，由鑄坯中心固相率曲線可知，在鑄坯完全凝固之前，拉速對鑄坯液芯溫度影響較小，基本沒有變化，這是因為在鑄坯完全凝固之前，中心為液相區，由于潛熱的釋放，使得液芯溫度變化較小。由圖7 中鑄坯中心固相率和中心溫度曲線可以看出，鑄坯液芯溫度下降過程中存在兩個較為明顯的轉折點，其正好與固相率為0 和1 的兩個點相對應，即與液相點和固相點相對應。在鑄坯中心完全凝固后，中心溫度下降速度開始加快，拉坯速度每增加0.1 m/min，中心溫度下降50 ℃左右，因此可以看出，在鑄坯完全凝固后，拉速對鑄坯中心溫度的影響較大。

圖7 不同拉速條件下鑄坯表面溫度和中心溫度以及中心固相率曲線Fig.7 Surface temperature,center temperature and center solid ratio curves of billet at different casting speeds

拉速與凝固末端位置關系如圖8 所示，從圖8 可以看出拉速越高，液相穴長度越長。在澆注溫度為1 535 ℃時，拉速每增加0.1 m/min，凝固末端位置向后移動2.7 m 左右（凝固末端按鑄坯中心固相率為1 時取值）。由圖中可以看出，拉速與凝固終點呈線性關系，通過線性擬合可以得到y=27.52x?4.96，其中，y為凝固終點位置，m；x為拉速，m/min。

圖8 拉速對凝固末端位置的影響Fig.8 Influence of tensile speed on the position of solidification end

3.3 過熱度對凝固傳熱影響

不同過熱度（13、23、33、43 ℃）時鑄坯寬面1/4 處、鑄坯中心溫度如圖9 所示。由圖9 可知，過熱度對鑄坯中心的溫度影響不大，隨著在距彎月面10～15 m 處，鑄坯中心的溫度趨于一致，隨著凝固的進行，過熱度越高，鑄坯的凝固進程越慢，但是變化并不明顯；在距彎月面0～0.8 m 處，由于結晶器內的冷卻強度不變，與鑄坯的澆注溫度無關，因此在結晶器內，隨著過熱度的增加，鑄坯表面溫度的變化趨勢基本沒有變化，但是在結晶器出口，過熱度每升高10 ℃，鑄坯的表面溫度僅會升高5 ℃左右。因此，在實際生產中，當過熱度升高時，為防止漏鋼，需降低拉速，保證結晶器出口板坯的凝固厚度。

圖9 不同過熱度條件下鑄坯表面溫度和中心溫度以及中心固相率曲線Fig.9 Surface temperature,center temperature and center solid ratio curves of billet under different superheat conditions

由圖中鑄坯中心固相率曲線可知，隨著澆注過熱度的增加，鑄坯中心的凝固進程減緩，但是并不明顯，因此過熱度對鑄坯的凝固過程影響較小。如圖10 所示，在拉速為0.9 m/min 時，過熱度每增加10 ℃，凝固末端位置向后移動0.411 m 左右（凝固末端按鑄坯中心固相率為1 時取值）。因此可以看出過熱度對凝固末端位置的影響并不大。從圖10 可以看出，板坯凝固末端位置與過熱度之間也存在一個近似的線性關系，通過線性擬合可以得到y=0.055 05x+18.5，其中，y為凝固終點位置，m；x為過熱度，℃。

圖10 過熱度對凝固末端位置的影響Fig.10 Influence of superheat on the positions of the solidified end

4 工藝優化與應用

4.1 工藝優化

經過前期的計算分析可知，鑄坯在距彎月面18.43 m 時已經完全凝固，從鑄機輕壓下的位置看，動態輕壓下系統計算得到的凝固終點較為正確，對凝固末端進行了有效的輕壓下，但是凝固末端的壓下量較小，對鑄坯中心偏析和縮松的改善效果較小，因此對現有輕壓下參數進行優化。應用ANSYSMechanical 有限元分析軟件，對比分析了連鑄過程中不同輕壓工藝下鑄坯應變分布情況，其中輕壓下工藝主要有2 個扇形段進行壓下和3 個扇形段進行壓下。采用兩個扇形段進行壓下，中心節點Y軸分量塑性最大應變為0.10；采用三個扇形段進行壓下，中心節點Y軸分量塑性最大應變為0.096。兩個扇形段壓下的應變率較大，因此由3 個扇形段壓下改為2 個扇形段壓下，對6、7 段壓下量也進行調整。優化前后壓下參數如表6 所示。

表6 優化前后的輕壓下參數對比Table 6 Comparison of soft reduction parameters before and after optimization

4.2 應用效果

采用原有的輕壓下參數與優化后的壓下參數進行工業試驗，取鑄坯橫斷面進行低倍酸洗檢測，對比鑄坯低倍情況，如圖11 所示，可見優化前鑄坯橫斷面中心偏析和縮松較為嚴重，評級（97 版國標，下同）均為2.0 級，且存在三角區裂紋，工藝優化后中心偏析和縮松明顯改善，評級均為1.0 級。

圖11 工藝優化前后鑄坯低倍組織Fig.11 Macrograph of low picking before and after process optimization

為了定量表征鑄坯中心的偏析情況，在鑄坯寬面1/4 處沿鑄坯厚度方向進行了鉆屑取樣，取樣間隔為30 mm。對各位置碳元素進行分析，并對偏析指數進行計算，計算結果如圖12 所示。從圖12 可知，經工藝優化后，中心碳偏析由1.85 降到1.09。

圖12 鑄坯厚度方向碳偏析指數Fig.12 Carbon segregation index along the slab thickness direction

5 結論

采用“射釘”試驗法測定了960QT 連鑄板坯在凝固后期的凝固殼厚度及凝固終點位置，并使用ProCAST 軟件對960QT 連鑄板坯的凝固傳熱過程進行了數值模擬，并分析了拉速、過熱度對鑄坯溫度場、液芯長度的影響，結論如下：

1）建立了板坯傳熱模型，模擬了現場工藝條件下鑄坯凝固情況，并與紅外測溫結果對比，結果基本吻合。在結晶器出口處，鑄坯寬面中心溫度為1 236 ℃，窄面中心溫度為1 210 ℃。

2）拉速越高，液相穴長度越長。在澆注溫度為1 535 ℃時，拉速每增加0.1 m/min，凝固末端位置向后移動2.7 m 左右；在拉速為0.9 m/min 時，過熱度每增加10 ℃，凝固末端位置向后移動0.4 m 左右。

3）基于凝固傳熱計算的結果，對動態輕壓下系統的壓下位置進行了確認，由3 個扇形段壓下改為2 個扇形段壓下，6、7 段壓下量改為2.0、2.5 mm。工藝優化后，鑄坯中心偏析和中心疏松得到明顯改善，中心碳偏析由1.85 降至1.09。