矩形坯三角区裂纹的成因与控制

2013-08-05肖鹏程刘建敏刘增勋朱立光

华北理工大学学报(自然科学版) 2013年3期

肖鹏程，刘建敏，刘增勋，朱立光

(1.河北联合大学冶金与能源学院，河北唐山063009;2.中钢集团石家庄设计院，河北石家庄050021)

在生产Q235钢种矩形坯时，铸坯出现了大量的三角区裂纹，同时伴随有窄面凹陷、宽面鼓肚等形状缺陷，严重影响了轧材质量。本文结合现场生产实际情况，通过低倍检验和数值模拟，对矩形坯三角区裂纹成因和影响因素进行分析。根据分析结果，通过优化二冷配水制度，消除铸坯三角区裂纹。连铸工艺参数:连铸机弧形半径8 m，采用抛物线连续锥度结晶器，结晶器长度900 mm。铸坯断面150 mm×350 mm，浇注温度1550 ℃，拉速1.0 ～1.5 m/min。

1 三角区裂纹位置与形貌特征

三角区是指铸坯横截面上由宽、窄面柱状枝晶前端相遇形成的三角形区域，该区域内的窄面柱状枝晶的晶间裂纹被称为三角区裂纹。按裂纹位置和形式，三角区裂纹有四种类型［1］，如图1所示:Ⅰ型是最常见的三角区中间裂纹，出现在三角区中心位置;Ⅱ型是网状三角区裂纹;Ⅲ型是角部三角区裂纹，多发生在三角区角部;Ⅳ型是不规则三角区裂纹，常与形状缺陷伴随出现。该厂矩形坯横截面的低倍组织和三角区裂纹形貌如图2所示。由图2可以看出，三角区裂纹主要产生在三角区厚度中心位置，属于第一种类型裂纹。

图2表明，三角区裂纹最大长度约30 mm，裂纹起始位置距窄面17 mm左右。一般认为，铸坯内裂纹产生于凝固前沿的脆性区。利用建立的有限元传热分析模型，对生产工艺条件下矩形坯的凝固过程进行模拟。结果表明，三角区裂纹在距弯月面1.13～5.51 m范围内形成。

当矩形坯四面冷却均匀时，三角区内柱状晶生长应与宽面柱状晶生长速度保持一致。完全凝固后，三角区顶角应为直角，其顶点与宽面和窄面距离相等。如果窄面冷却速度比宽面快，窄面柱状晶生长速度大于宽面，三角区顶角将变为锐角，顶点远离窄面。由图2可知，此矩形坯三角区顶角呈锐角，顶点与窄面和宽面的距离分别为87 mm和75 mm。可以认为，在二冷区内铸坯窄面冷却速度较高。同时，在矩形坯窄面的中心区域，出现了整体凹陷现象，最大凹陷深度约5mm。通常认为［2］，窄面冷却强度过大是引起窄面凹陷主要因素之一。连铸机仅在足辊和一段区域布置窄面喷嘴，二段以下区域为空冷。窄面上部过分强冷使铸坯表面温度下降，进入下部空冷区后，表面将形成较大回温，引起三角区内拉应力。

在矩形坯内外弧的两个宽面，都出现了明显的鼓肚，最大鼓肚量为11 mm。通常认为，铸坯鼓肚程度取决于坯壳厚度和夹辊的辊间距。现场生产表明，随着拉速增加，铸坯宽面鼓肚现象也更加严重。连铸机辊间距无法调整，可以认为引起矩形坯宽面鼓肚的主要因素是宽面冷却强度较小，导致坯壳生长缓慢，坯壳温度高、刚度下降，在钢水静压力作用下形成鼓肚。

铸坯宽面鼓肚引起角部转动，使较冷窄面向内变形，形成凹陷［3］。同时，窄面变形在三角区内引起平行于窄面的拉应力，与三角区内柱状晶生长方向相垂直。柱状晶间结合力较差，在拉应力作用下断裂，沿柱状晶方向形成三角区裂纹。可以认为，在二冷区内存在窄面过分强冷和宽面冷却不足现象，两者共同作用导致矩形坯形成三角区裂纹。

2 三角区裂纹影响因素

2.1 钢水成分

2.1.1 碳含量

Q235碳含量内控成分为0.14% ～0.20%，凝固时两相区内将发生包晶反应，伴随着明显体积收缩［4］。与包晶钢(0.08% ～0.15%C)相比，Q235包晶反应出现在固相率较低区域;而且，完全凝固后，δ－Fe向γ－Fe转变量很小。在弯月面附近形成初生坯壳时，大部分包晶反应已经提前完成;在初生坯壳形成后，凝固收缩对坯壳变形影响也大幅下降。因此，Q235表面纵裂纹发生率低于包晶钢。但是，由于包晶反应大部分发生在两相区的脆性区内，凝固收缩将加大铸坯内裂倾向。

同时，Q235钢两相区相对较宽，枝晶间偏析较大推迟凝固，有效坯壳厚度降低，容易发生鼓肚。同时，凝固偏析导致枝晶脆性增加，结合强度下降，进一步加大了铸坯内裂倾向。当鼓肚变形超出一定限度(0.2%～0.4%)时，将导致铸坯撕裂，形成三角区裂纹［5］。

2.1.2 锰硫比

固态钢中硫溶解度低，S与Fe结合形成低熔点FeS，以I类硫化物夹杂形式分布于晶界处，引起晶界脆性。S含量过高导致钢的强度、延展性降低，容易造成铸坯开裂。提高锰硫比，使Mn与S结合形成高熔点MnS，避免FeS析出，增加了晶间强度［6］。生产实践表明，当锰硫比大于25时，出现三角区裂纹的几率明显减小。但是，为了降低生产成本，钢水Mn含量普遍按中下限控制，S热脆危害将比较突出。

2.2 钢水过热度

浇注温度对三角区裂纹的影响如图3所示。图3(a)和(b)分别显示浇注温度为1567℃和1542℃时，铸坯内三角区裂纹状态。由图可知，随着浇注温度升高，三角区裂纹也相应加重。首先，钢水高过热度延长了液芯中过热区长度，不利于游离枝晶残存，柱状晶发达，三角区内更容易产生裂纹［7］。其次，高过热度钢水加剧坯壳冲刷、延迟凝固，使坯壳减薄和液芯延长，导致宽面鼓肚量增加，铸坯三角区裂纹进一步扩展。

图3 过热度对三角区裂纹的影响

2.3 拉速

随着拉速提高，坯壳厚度下降、坯壳温度上升，坯壳刚度降低使铸坯更容易产生鼓肚。由于连铸机二冷区较短，提高拉速使液芯延长，凝固末端超出二冷喷水区范围。空冷区冷却强度低，铸坯表面回温降低了坯壳强度;同时，空冷区辊间距较大，更高的钢水静压力加重了凝固末端的坯壳鼓肚，使三角区裂纹进一步延展。

拉速变换过于频繁将影响铸坯传热效果，造成铸坯温度分布波动，使铸坯容易在应力集中部位产生裂纹。首钢迁钢通过优化工艺，大力提高恒拉速率，铸坯质量得到大幅度的提高［8］。

2.4 辊间距及开口度

二冷夹辊的辊间距对铸坯鼓肚影响非常显著。连铸机设计拉速低，辊间距较大。随着拉速提高，辊间距过大的影响也明显。由于长时间高温运行，尤其是下部空冷区缺乏有效水冷，夹辊及轴承容易变形，加大了夹辊开口度。生产过程中，必须严格控制二冷区各部位辊缝大小，保证开口度及对中性满足工艺要求。既要防止浇注过程中出现鼓肚，又要防止过度挤压铸坯造成铸坯内部应力过大，减少铸坯三角区裂纹的倾向。济钢三炼钢厂经验表明［9］，开口度和弧度偏差值分别控制在0.5 mm和1 mm内，可以有效减少三角区裂纹。

2.5 二冷喷嘴性能

采用二冷喷嘴测试系统，对连铸机的喷嘴进行综合分析，测定喷嘴的水流密度分布、水流量和喷射角度等冷态性能参数。图4显示了足辊区12580喷嘴水流密度分布状态。由图可知，该喷嘴中间水量过大，而两侧水量较小。在宽面内外弧采用两个喷嘴并排布置，水流在宽面形成叠加，叠加后的水流密度分布情况如图5所示。可以看出，在宽面中间区域平均水量为30 L·m－2·s－1，而距角部50 mm范围内水流密度下降到15 L·m－2·s－1以下。偏离角部区域冷却不足，将导致宽面靠近角部区域坯壳过薄、刚度下降，在钢水静压力的作用下，造成宽面整体鼓肚，引发铸坯三角区裂纹。由图2可见，宽面鼓肚起始位置距角部30 mm左右，这与宽面水流密度分布情况基本吻合。

2.6 二冷配水制度

以喷嘴测试结果、现有二冷区喷嘴和夹辊布置为边界条件，采用ANSYS有限元软件对铸坯进行传热分析。在原有冷却制度下，比水量为1.06 L/kg，铸坯宽面和窄面中心温度分布图6所示。

图6 优化前表面中心温度分布

由图可知，在二冷区铸坯表面存在三个明显的回温区。其中A区和B区为足辊区、二冷一段和二冷二段的衔接区域，原冷却工艺中均未布置喷嘴，C区为空冷区。其中，A区、B区和C区最大回温分布为494℃、182℃和471℃。坯壳温度回升将引起坯壳刚度下降、生长延缓，导致鼓肚变形量增加。同时，铸坯表面回温在凝固前沿产生拉应力，加重铸坯内部裂纹。由图2可以看出，三角区裂纹起始位置距窄边约17 mm。传热分析表明，裂纹起始位置与足辊区出口处高温脆性区基本一致。