舞钢1#连铸机网裂纹形成机理与研究

鲁跃钢  张少义

摘  要：2018年9月份以来，为消除舞钢1#连铸机生产的连铸坯角部横裂纹，在铸机加强冷却强度的调整试验过程中，铸坯内弧面1/2和1/4处出现大面裂纹，裂纹分布在中间炉次或尾炉，通过研究分析网裂纹与一冷、二冷的关系，并调整冷却强度，解决了连铸坯表面网状裂纹。

关键词：网裂纹，二冷水量，结晶器一冷水

1 铸坯表面网裂纹形成探究

1.1 铸坯表面网状裂纹的特征

通过观察发现表面网状裂纹存在以下特征:

（1）裂纹在铸坯黑皮状态下很难发现，通常在用热酸酸洗之后或者火焰扒皮后才能发现，钢板轧制后裂纹如图1所示，酸洗后的照片如图 2所示：

（2）一般很细小，深度在 100 μm 到数mm 之间。裂纹深度通常为 1 mm 以下，不过在某些位置裂纹可以扩展到 2- 3 mm 以上。尽管在加热炉中起鳞后可以去除较浅的微裂纹，但较深的裂纹却无法去除，导致在轧制过程中开裂产生严重的裂纹。

1.2表面网状裂纹成因分析

1.2.1 裂纹沿粗大的奥氏体晶粒开裂

在对裂纹试样进行金相和 SEM 观察时， 发现裂纹几乎全部沿粗大的奥氏体晶粒开裂， 通常沿晶界的交叉点开裂然后沿晶界延伸，如图 3 所示：

通常认为表面横裂纹与超大奥氏体晶粒有关,验证了国际著名冶金学家M . Wolf 和Rain Dippenaar 教授的观点[ 1] 。

异常粗大奥氏体晶粒形成原因主要形成原因有以下两点：

（1）粗大的奥氏体晶粒本身裂纹敏感性。粗大的奥氏体晶粒之间的结合力本身就 比细小的晶粒要弱，较小的应变能就可能驱使晶界移动产生微裂纹；

（2）粗大的奥氏体晶粒尺寸决定了沉淀析出物的析出。无论是在第一脆性区由于残元素的富集引起的表面晶间裂纹，还是在第三脆性区由于氮化物析出引起的表面晶间裂纹，都与粗大的奥氏体晶粒有关。据Rain Dippenaar教授的研究，认为粗大奥氏体晶粒临界尺寸为1mm。

1.2.2 连铸坯冷却过程中的应力

铸坯在凝固及冷却过程中主要受热应力、组织应力和机械应力的作用。

热应力：连铸坯表面与其内部温度不均匀、收缩不一致而产生的应力是热应力。最初，铸坯表面层温度低，芯部温度高，因而表面收缩对中心产生压应力，反过来，芯部阻碍收缩，使表面又收到拉应力作用，因而表面裂纹是在凝固前期产生的。钢中碳含量不同，固、液两相区宽度不同。宽度大液相完全转变为固相的时间长，线收缩量小，热应力小些，相反宽度小，热应力要相对大的多。

组织应力：组织应力也称相变应力。钢在结晶冷却过程中，必然发生尺寸上的变化，表现为体积收缩和线收缩。由于相变铸坯体积发生变化而产生的应力是组织应力。

2 舞钢1#连铸机网裂纹形成原因分析

粗大的奥氏体晶粒产生的主要原因是高的过热度和不均匀的冷却。过高的过热度使坯壳变薄、组织粗化。冷却不均匀则导致坯壳的不均匀生长产生褶皱, 或者某些区域收缩严重形成凹陷, 导致这些区域气隙过大, 结晶器热流减缓, 坯壳表面回温, 当表面温度达到 1350 ℃甚至更高, 奥氏体晶粒长大, 可以是初生凝固组织的几倍。

表1 抽查过热度情况

（1）随机统计1#连铸机产生网裂纹炉号发现过热度控制在14~32℃，并没有高过热度现象，可排除过热度原因产生的表面网裂纹；

（2）9月份以来，由于1#连铸机角部裂纹严重，工艺上对连铸冷却工艺进行了调整，分析网裂纹形成与工艺调整后铸坯不均匀冷却有关。

2.1 1#连铸机冷却制度对铸坯网裂纹形成探究

2.1.1 一冷水调节（结晶器）：

表2 结晶器铜板参数

表3 不同水量下的水流速度

结晶器热流密度过大传热不均匀，铸坯可能出现形状缺陷和表面裂纹；热流密度太小会造成出结晶器下口坯壳太薄，可能漏钢。

式中：q-结晶器热流密度，MW/m3

      S-结晶器有效受热面积，㎡

      Q-结晶器水流量，m3/s

      C-水的质量热容，MJ/（t*℃）

      t1-出水口温度，℃

      t2-出水口温度，℃

通过公式可知，冷却水流越快结晶器冷却强度高。不同冷却强度下铸坯断面的温度分布相近，但是在较高冷却强度的条件下，出结晶器断面总体温度略低，铸坯受等效应力较大。本次工艺调整一冷水量由2600L/min增加至3000L/min,增加冷却水流速0.72m/s，铸坯表面温度约降低7-10℃。

2.1.2 二冷强度对铸坯表面质量的影响

铸坯在二冷区进行喷淋冷却，铸坯表面快速冷却会使铸坯表面处于张应力状态，从而扩大表面已形成的裂纹，并在表面温度处于低延性区域时产生的新表面裂纹。沿铸坯长度方向，铸坯的表面冷却速度一般控制在150℃/m以下。在铸坯接近完全凝固时，过大的温度回升会产生中心中心偏析和中心裂纹。铸坯表面的温度回升一般控制在100℃/m以下。

10月份解决边裂调整二冷区水量前后对比见表4：

表4 解决边裂调整内弧水量情况

从本次工艺调整情况看，增水比例6.47%，主要在二区和三区，其水流密度梯度明显增大，这就造成了铸坯局部冷却强度过大。

受铸坯大面裂纹影响重新对二冷水进行调整，调整后水量见表5。

表5 二冷水调整后情况

重新调整水量后，二区和三区水流密度趋于平缓连铸坯大面裂纹消失，从变化趋势来看与未加水调整前趋势相近。

2.1.3 尾炉降拉速以后铸机间歇冷却对铸坯质量影响

连铸机仪控设备，在浇注降速过程中，拉速降至0.56m/min时，铸机二冷区进行间歇喷水。原程序设定中，三区内外弧在0.56m/min以下进入间歇喷水状态，程序设定内外弧开24秒，关11秒，阀门开度内弧14%，外弧13%，但实际水量内弧间歇状态163L/min，外弧115L/min，内弧水量偏大48L/min。冷却强度偏大，将内弧间歇阀门开度调整为8.1%，对应水量114L/min后，尾炉上表网状裂纹消失。

1#连铸机大面裂纹从二冷区加水后大量出现，至重新减水后大面裂纹消失，分析原因：

（1）一冷冷却强度偏大，在结晶器内易诱发表面网状裂纹的形成；

（2）连铸机垂直段为纯水冷却，冷却强度较大，工艺调整过程中调整量偏大，导致在结晶器内产生的微裂纹进一步扩展；

  （3）尾炉降拉速过程中三区间歇喷水量偏大，加剧铸坯冷却的不均匀。

3 结论

（1）铸机一冷宽面水量设定3000L/min时，水缝内水流速达到5.34m/s，冷却强度偏大，板坯取3.5-5m/s为宜，250mm断面宽面水量设定应≤2800L/s。

（2）对于铸机二冷水调节，内弧面一区和二区比水量差值0.025-0.026，二区和三区差值0.011-0.013，三区和四区0.021左右。二区内弧比水量不大于0.05L/Kg，三区内弧比水量不大于0.038L/kg。

通过铸机一冷水和二冷水调节，后续生产浇次没有出现中间炉次大面裂纹情况和尾炉大面裂纹。

参考文献

[1]  Dippenaar R, Moon S C, Szekeres E S. Strand surface cracks the role of abnormally large prioraustenite grains. Iron SteelTechnol , 2007, 4( 7) : 105