高強鋼板坯凝固過程模擬與工藝優(yōu)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(shù)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(shù)中心,湖南 婁底 417009；3.中國鋼研科技集團有限公司數(shù)字化研發(fā)中心,北京 100081）

0 引言

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

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(jié)晶器內(nèi)，注流的運動把同位素帶到液相穴內(nèi)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(chǎn)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(chǎn)；三是刺穿坯殼法，鑄坯出結(jié)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(guān)系，此方法要破壞現(xiàn)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(chǎn)；五是從結(jié)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(shù)器測定出現(xiàn)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(chǔ)，優(yōu)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(jié)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(shù)測定試驗，得到典型工況條件下矯直區(qū)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(shù)能明顯改善板坯的中心質(zhì)量，也有效提高了后續(xù)軋材的質(zhì)量。國內(nèi)外許多研究者對輕壓下技術(shù)的凝固末端模型、壓下過程鑄坯的變形規(guī)律等基礎(chǔ)理論進行了深入的研究，同時應用數(shù)值模擬技術(shù)對輕壓下的工藝優(yōu)化也進行了大量的應用研究。但是，在進行數(shù)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(shè)定提供依據(jù)。由于射釘法取樣方便且較為準確，對生產(chǎn)也沒有較大影響，因此常用射釘法來測定連鑄坯在二冷區(qū)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(chǔ)上針對輕壓下位置和壓下量開展了優(yōu)化，并采用優(yōu)化后的工藝進行了工業(yè)試驗，有效改善了板坯內(nèi)裂紋與中心偏析，為板坯連鑄機動態(tài)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(shù)測定[12]試驗包括兩個部分的內(nèi)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(jù)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(qū)域可分為A 區(qū)、B 區(qū)、C 區(qū)三個部分，A 區(qū)域為固相區(qū)，硫化物難以擴散，鋼釘與基體界線清晰；B 區(qū)域為固液兩相區(qū)，即糊狀區(qū)，硫化物得到部分擴散，但擴散程度稍弱；C 區(qū)為液相區(qū)，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(jù)相關(guān)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(chǎn)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(xiàn)場煙塵、水汽、距離等因素對發(fā)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(shù)值模擬

2.1 模型假設(shè)

為了建立連鑄過程基本傳熱方程，作出以下假設(shè)：

1）忽略結(jié)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(shù)[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(shù)為鑄坯溫度對傳熱時間的實體導數(shù)；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(wǎng)格劃分。

2.4 定解條件

1）材料參數(shù)

將960QT 成分輸入預制模塊的材料數(shù)據(jù)庫；使用ProCAST 計算了密度、熱焓、固相分數(shù)等熱物性參數(shù)。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(shù)如圖2 所示。

圖2 960QT 冷卻凝固過程熱物性參數(shù)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(huán)境溫度為25 ℃。

3）結(jié)晶器傳熱

一般采用熱平衡方法來研究結(jié)晶器的傳熱速率，即：結(jié)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(jié)晶器內(nèi)的平均熱流密度，kW/m2；Qw為結(jié)晶器冷卻水流量，g/s；cw為水的比熱容，kJ/(g·℃)；?Tw為 結(jié)晶器冷卻水進出水溫度差，℃；S為結(jié)晶器內(nèi)與鋼水接觸的有效面積，m2。

在結(jié)晶器內(nèi)，熱流密度可通過公式（5）[14]計算：

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

4）二冷區(qū)邊界條件

連鑄機足輥區(qū)和其他區(qū)的冷卻介質(zhì)不同，采用不同的計算方法：

足輥區(qū)換熱系數(shù)如式（6）所示[15]：

由于噴嘴為氣水噴嘴，其他區(qū)換熱系數(shù)如式（7）所示[16]：

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

表2 二冷區(qū)參數(shù)Table 2 Parameters of secondary cooling zone

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

5）空冷區(qū)換熱

鑄坯在空冷區(qū)的輻射換熱系數(shù)為如式（8）所示：

式中，h為自然對流換熱系數(shù)，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(jié)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(jié)果進行比較，比較結(jié)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(jié)果都較為貼近實際生產(chǎn)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(jù)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(qū)域是糊狀區(qū)，釘子完全溶解的區(qū)域是液體區(qū)。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(qū)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(jié)果基本符合，此時鑄坯內(nèi)弧側(cè)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(nèi)弧側(cè)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(jié)果對比如表5 所示。

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

圖5 二冷區(qū)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(jié)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(jié)晶器內(nèi)，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(jié)晶器內(nèi)基本沒有什么變化，這是因為液芯內(nèi)部溫度高，向外傳熱較慢。在結(jié)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(shù)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(xiàn)回溫現(xiàn)象；而鑄坯窄面由于換熱系數(shù)較小，使得在一定時間內(nèi)窄面溫度高于寬面溫度。

鑄坯進入二冷區(qū)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(qū)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(shù)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(jié)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(qū)，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(qū)，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(zhuǎn)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(guān)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(guān)系，通過線性擬合可以得到y(tǒng)=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(jié)晶器內(nèi)的冷卻強度不變，與鑄坯的澆注溫度無關(guān)，因此在結(jié)晶器內(nèi)，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(jié)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(chǎn)中，當過熱度升高時，為防止漏鋼，需降低拉速，保證結(jié)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(guān)系，通過線性擬合可以得到y(tǒng)=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(yōu)化與應用

4.1 工藝優(yōu)化

經(jīng)過前期的計算分析可知，鑄坯在距彎月面18.43 m 時已經(jīng)完全凝固，從鑄機輕壓下的位置看，動態(tài)輕壓下系統(tǒng)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(xiàn)有輕壓下參數(shù)進行優(yōu)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(jié)點Y軸分量塑性最大應變?yōu)?.10；采用三個扇形段進行壓下，中心節(jié)點Y軸分量塑性最大應變?yōu)?.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(diào)整。優(yōu)化前后壓下參數(shù)如表6 所示。

表6 優(yōu)化前后的輕壓下參數(shù)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(shù)與優(yōu)化后的壓下參數(shù)進行工業(yè)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(yōu)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(qū)裂紋，工藝優(yōu)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(yōu)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(shù)進行計算，計算結(jié)果如圖12 所示。從圖12 可知，經(jīng)工藝優(yōu)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(shù)Fig.12 Carbon segregation index along the slab thickness direction

5 結(jié)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(shù)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(jié)論如下：

1）建立了板坯傳熱模型，模擬了現(xiàn)場工藝條件下鑄坯凝固情況，并與紅外測溫結(jié)果對比，結(jié)果基本吻合。在結(jié)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(jié)果，對動態(tài)輕壓下系統(tǒng)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(yōu)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。