1,連鑄坯表面缺陷成因及防止對策,主要缺陷：, 縱裂紋； 橫裂紋； 角橫裂紋； “ 星”形裂紋； 針孔； 夾渣。,2,3,4,彎月面：,5,縱裂紋,鑄坯,熱軋鋼板,連鑄板坯表面中心部發(fā)生最多； 長度30mm10m； 深度270mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)即容易發(fā)現(xiàn)。,6,橫裂紋(振痕裂紋),鑄坯,熱軋鋼板,主要發(fā)生在鑄坯內(nèi)?。?主要發(fā)生在振痕底部； 長度50200mm； 深度23mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)不易發(fā)現(xiàn)。,7,角橫裂紋,發(fā)生在鑄坯角部振痕底部； 長度520mm； 深度5mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)不易發(fā)現(xiàn)。,8,“ 星”形裂紋,鑄坯,熱軋鋼板,分散在鑄坯表面； 510mm龜甲狀； 深度24mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)不易發(fā)現(xiàn)。,9,針孔,鑄坯,熱軋鋼板,鑄坯全幅均會出現(xiàn)； 直徑 2mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)不易發(fā)現(xiàn)。,10,表面夾渣,鑄坯,熱軋鋼板,多發(fā)生在鑄坯表面中部； 直徑215mm之間； 深度5mm； 鑄坯“ 黑皮”狀態(tài)較容易發(fā)現(xiàn)。,11,橫裂、角橫裂的成因：,振痕(缺口效應、雜質(zhì)富集)； 鋼中Al、Nb、V等碳、氮化物析出，增加了 鋼的脆性； 二冷溫度控制模式不當，鑄坯表面溫度進入 脆性溫度區(qū)； 矯直應力。,12,防止橫裂、角橫裂的對策,減小振痕深度、增大振痕曲率半徑； 減小結晶器鋼水液面波動； 減小結晶器鑄坯摩擦力； 提高鑄機對弧、對中精度； 減少鋼中氮含量，控制碳、氮化物析出； 采用合適的二冷溫度模式； 矯直溫度避開鋼的脆性溫度區(qū)。,13,星形裂紋的成因：,結晶器銅板鍍Cr、Mo等； 控制鋼中Al、N含量。,防止星形裂紋的措施：,Cu由結晶器向坯殼表面侵入，優(yōu)先沿晶界 擴散，降低晶界高溫強度，造成開裂； AlN、網(wǎng)狀硫化物等在晶界的析出。,14,針孔的成因：,鋼液充分脫氧、脫氣、防止二次氧化； 減少水口、塞棒吹氬量； 控制鋼澆鑄流量； 浸入式水口深度、夾角、直徑優(yōu)化。,防止針孔措施：,凝固中生成的CO、H2氣體被坯殼捕捉； 吹入的Ar氣泡被坯殼捕捉。,15,表面夾渣的成因：,鋼的潔凈化； 澆鑄過程結晶器保護渣Al2O3 含量低于20； 控制結晶器鋼水表面波動。,防止夾渣措施：,澆鑄過程結晶器保護渣流動性惡化； 保護渣吸收浮渣和夾雜物能力降低 結晶器鋼水表面波動大 。,江見俊彥，鐵鋼，60(1974)，981,16,連鑄坯表面縱裂紋生成機理及防止對策,含碳0.090.17%亞包晶鋼連鑄板坯縱裂紋發(fā)生率顯著高于其他碳含量鋼鑄坯。,日本鋼管技報，1982，No.93,17,寶鋼連鑄板坯表面縱裂紋與鋼碳含量關系,18,19,縱裂紋的形成： 結晶器內(nèi)初生坯殼表層所經(jīng)受 的張應力超過晶界破壞強度。,結晶器內(nèi)坯殼主要經(jīng)受： 坯殼兩側溫差引起的熱應力t； 鋼水靜壓力p； 鋼水靜壓力和坯殼收縮應力產(chǎn) 生的動摩擦應力f； 中部坯殼向結晶器壁凸進，而長 邊兩端被短邊牽制，由此產(chǎn)生的 彎曲應力b。,20,1) 結晶器內(nèi)壁平滑，坯殼與結晶器壁之間保護渣膜厚度均 勻，則p和f沿板坯寬度方向相等； 2) 在板坯寬度1/2處t和b最大； 3) 1/2寬度處b與板坯寬度的平方成正比(b3l2/(4dh2)； 4) 根據(jù)研究13，t最大，b次之，p和f的影響不大。,1 伊藤裕雄，鐵鋼，59(1973)，2，73，A13 2 A.A.Skvortsov, Izvest. VUZ. Chern. Met., July(1961), 7, p78 3 有吉敏彥，鐵鋼，54(1968)，S434,21,縱裂紋特征,粗大縱裂紋,較細小的縱裂紋,22,連鑄坯表面存在的粗大縱裂紋,23,縱裂紋在鑄坯表面凹陷處形成,漏鋼遺留坯殼厚度沿寬度方向的變化,24,鑄坯縱裂紋長度與深度的對應關系,25,鑄坯表層缺陷示意圖,26,縱裂紋開口表面光滑， 呈沿柱狀晶低熔點晶界 開裂跡象。,裂紋開口表面覆蓋有 液態(tài)保護渣膜。,粗大縱裂紋表面附近斷口照片,縱裂紋是在結晶器內(nèi)產(chǎn)生的,27,粗大縱裂紋距表面一定距離處斷口,裂紋表面覆蓋的保護渣量 減少。,28,粗大縱裂紋末端斷口表面照片,裂紋深處表面覆蓋的保護渣 量很少。,29,連鑄坯表面微細縱裂紋,30,微小縱裂紋內(nèi)存在的保護渣膜,31,縱裂紋是在結晶器彎月面附近產(chǎn)生的,新日鐵佐伯毅等1的研究,1 鐵鋼，68(1982)，1773,32,試驗中變動鋼水液面高度以改變結晶器銅板人工 槽與彎月面之間的相對位置：,33,縱裂紋總是發(fā)生于厚薄不均勻坯殼中較薄坯殼 表面，這是因為初生坯殼如厚薄不均勻，在較 薄的坯殼處便形成應力集中，應力超過坯殼強 度時，即導致縱裂紋的產(chǎn)生。,34,佐伯毅，鐵鋼，68(1982)，1773,正常坯殼與裂紋坯殼厚度的比較,采用加入FeS示蹤劑法：,裂紋坯殼：,S0.074 t0.867,正常坯殼：,S0.092 t0.867,35,凝固遲緩程度的影響,凝固遲緩程度超過10，縱裂紋顯著增加。,36,亞包晶成分鋼鑄坯表面裂紋敏感的原因,鈴木干雄等研究方法示意圖,亞包晶鋼鑄坯縱裂發(fā)生率高不是其 本身延塑性的問題.,37,鈴木等得出的產(chǎn)生裂紋的臨界應變與碳含量的關系,38,不同碳含量鋼鑄坯試樣的高溫延塑性,39,亞包晶鑄坯縱裂紋發(fā)生率高主要是凝固過程 或凝固后L 相變引起的體積收縮所導 致的不均勻傳熱和不均勻凝固造成的。,亞包晶鋼凝固過程發(fā)生L 相變時，產(chǎn)生0.38的體積收縮， 鑄坯與結晶器壁之間產(chǎn)生空隙， 空隙處傳熱速率降低，局部凝固 遲緩，造成坯殼厚度不均勻，應 力下裂紋在凝固殼薄弱處產(chǎn)生。,40,低、中、高碳鋼結晶器內(nèi)坯殼示意圖,41,不同碳含量鋼坯殼與模壁之間的空隙,42,不同碳含量鋼鑄坯傳熱速率的變化,43,凝固坯殼厚度的不均勻性與碳含量的關系,44,不均勻凝固隨冷卻速率的增加而提高,住友金屬杉谷泰夫等的實驗：,鐵鋼，67(1981)，1508,45,杉谷實驗得到的不同冷卻速率下坯殼形貌,46,不同厚度鋼板側凝固坯殼的照片,47,坯殼不均勻與凝固速率的關系,凝固定律： dkt1/2,綜合凝固系數(shù)大于12后，坯殼厚薄不均勻。,48,均勻 不均勻凝固臨界傳熱速率推導：,0tt1，坯殼與模壁完全接觸； t1t， 坯殼與模壁完全脫離。,鋼液與模壁間傳熱式：,(1),(2),下標： s：坯殼 p：模壁,49,方程求解的初始條件與邊界條件：,t0，0 x x1， TpTp0 (3) t0， x1 x x2， TsTs0 (4) t 0， x0， Tpf(t) (5) 0 t t1，xx1，Ts=Tp ks(s/x)kp(p/x) (6) t1 t，xx1， ks(s/x)kp(p/x) (Ts/100)4 Tp/100)4)h(TsTp) (7) 0 < t， xx2， s/x0 (8),50,對于(5)式： Tpf(t)，模壁埋入 熱電偶，得出Tp隨t的變化，右 圖模壁為3.2mm厚鋼板的一例。,將模型計算得出的坯殼厚度與 實測厚度比較，得出t1為12s。,將模型計算得出的坯殼表面熱 流在0t2 (大約20s)之間積分， 求出此時間段坯殼表面平均熱 流Qavg：,51,當傳熱速率減少到0.8110 6 kcal/m2/h(約0.94 MW/m2)以下， 便可以基本消除不均勻凝固，得到良好的坯殼。,將計算得出的不同模壁條件下坯殼表面平均熱流與 實測的坯殼不均勻度作圖：,52,產(chǎn)生縱裂紋的最大臨界熱流,彎月面下45mm處熱流q超過2.5MW/m2時，低碳鋼鑄坯表面 會產(chǎn)生縱裂紋。而對于中碳亞包晶鋼，當熱流q超過1.7 MW/m2時，鑄坯表面產(chǎn)生縱裂紋,53,兩點測溫法： 沿結晶器壁不同高度上埋 設多支銅康銅熱電偶，熱 電偶埋入深度不同。因此， 結晶器壁的熱流量為：,(T測點1T測點2)/S,： 銅的導熱系數(shù)，J/s/cm T測點1： 測點1的溫度， T測點2： 測點2的溫度， S： 測點1到測點2的距離，cm,測定結晶器熱流方法：,54,沿結晶器壁不同高度埋 設多支熱電偶，熱電偶埋 入深度相同，根據(jù)結晶器 銅板測溫結果，利用數(shù)學 模型，計算結晶器壁的瞬 時熱流量,水槽冷卻水傳熱微分方程：,銅板的傳熱微分方程：,一點測溫法：,55,寶鋼板坯連鑄結晶器寬面熱流變化,56,均勻傳熱對防止縱裂紋十分重要,57,冷卻均勻性對縱裂紋的影響,結晶器銅板溫度與鑄坯表面縱裂紋的關系,58,連鑄結晶器傳熱,qhT（TSTW）1/RT（TSTW）,式中： q：熱流，W/cm2; hT：總換熱系數(shù)，W/cm2/; TS：結晶器內(nèi)鋼水溫度，； TW：結晶器冷卻水溫度，； RT：總熱阻，cm2/W,熱流：,59,總熱阻RT可表示為：,RTR1R2R3R4R5R6,R1：鋼水坯殼間的熱阻， cm2/W 。 R2：通過坯殼的熱阻， cm2/W ； R3：通過保護渣膜的熱阻， cm2/W ； R4：通過氣隙的熱阻， cm2/W ； R5：通過結晶器銅板的熱阻， cm2/W ； R6：結晶器壁冷卻水間的熱阻，cm2/W；,熱流包括：, 鋼水向坯殼的對流傳熱； 凝固坯殼的傳導傳熱； 保護渣膜傳導傳熱； 氣隙間的傳導和輻射傳熱； 結晶器銅板傳導傳熱； 冷卻水與銅板間對流傳熱。,60,鋼液與凝固坯殼間熱阻R6,R11/h1,h1為鋼液與坯殼間對流換熱系數(shù)(W/cm2/)，可由 平行平板紊流換熱系數(shù)計算式算出：,D1：傳熱處的結晶器高度，cm; 1：鋼的導熱系數(shù)，W/cm/； u1：鋼液流速，cm/s； 1：鋼液密度，g/cm3； Cp1：鋼的比熱，J/g/C。,61,凝固坯殼傳熱熱阻R2,R22 /2,式中，2：凝固坯殼厚度，cm； 2：坯殼導熱系數(shù)，W/cm/；,保護渣膜熱阻R3,R33 /3,式中，3：保護渣膜厚度，cm； 3：保護渣膜導熱系數(shù)，W/cm/；,62,結晶器壁與保護渣膜之間氣隙的熱阻R4,由于氣隙空間小，只考慮傳導和輻射兩種傳熱方式：,R41/(hchr) hc4 /4,hc：傳導傳熱換熱系數(shù)，W/cm2/； hr：輻射傳熱換熱系數(shù)，W/cm2/； 4：傳導傳熱導熱系數(shù)，W/cm/； 4：氣隙厚度，cm； p：保護渣膜發(fā)射率； m：結晶器壁發(fā)射率； Tp：保護渣膜溫度，K； Tm：結晶器壁溫度，K。,63,結晶器銅板熱阻R5,式中，5：銅板厚度，cm； 5：銅板導熱系數(shù)，W/cm/。,R55 /5,結晶器銅板冷卻水之間的熱阻R6,熱阻R6主要為與結晶器銅板接觸的冷卻水邊界層的熱阻，可由下式算出： R61/h6 式中h6為結晶器銅板與冷卻水間的換熱系數(shù)（W/cm2/）,64,D6：結晶器冷卻水槽當量直徑，cm； 6：冷卻水導熱系數(shù)，W/cm/; u6：冷卻水流速，cm/s； 6：冷卻水密度，g/cm2； 6：冷卻水粘度，g/cm/s； CP6：冷卻水比熱，J/g/。,如將結晶器銅板與冷卻水邊界層之間的傳熱看作圓 管內(nèi)強制對流傳熱，h6可由下式算出：,65,保護渣膜與結晶器壁之 間氣隙的熱阻R4和坯殼 熱阻R2最大，其次是保 護渣膜傳熱熱阻R3。由 圖中還可以看到，當結 晶器冷卻水流速低于 7m/min后，結晶器銅板 冷卻水間的熱阻R6會 顯著增大。,66,采取的對策：,防止鑄坯表面縱裂紋的要點:, 坯殼遲緩凝固造成的凹陷伴隨的粗大縱裂紋； 結晶器均勻緩冷減少坯殼不均勻性； 二冷均勻緩冷防止裂紋擴展。, 保護渣均勻流入； 采用較高凝固溫度、結晶溫度保護渣； 液面波動控制； 適當控制拉速； Mn/S比； 氣水二冷； 二冷自動控制。,67,68,一、保護渣對防止縱裂紋具有的重要作用,保護渣的作用：,防止鋼液氧化； 鋼液表面保溫； 吸收夾雜物； 潤滑； 鑄坯與結晶器之間 均勻傳熱。,液態(tài)保護渣膜： 0.10.2mm厚，在固態(tài)渣膜與鑄坯之間起 潤滑作用; 結晶相保護渣膜： 0.51.5mm厚，隨結晶器運動； 玻璃相保護渣膜： 0.50.6mm厚，開澆渣成分，與結晶器壁 結合緊密，隨結晶器運動。,69,保護渣化學組成范圍：,CaO 2545Na2O120BaO010 SiO2 2050K2O05LiO204 Al2O3 010FeO06B2O3010 TiO2 05MgO010F410 C 125MnO010,70,川崎制鐵70年代澆鑄中碳鋼使用的保護渣成分,見： 江見俊彥，中戶參，鈴木康治等，鐵鋼，60(1974)，901,71,川崎制鐵80年代初年代澆鑄中碳鋼用保護渣成分、性能,見：櫻谷敏和，江見俊彥，今井卓雄等，鐵鋼，67(1981)，1220,72,粘度,粘度是連鑄保護渣的重要物性參數(shù) 粘度高，摩擦力大，保護渣不易流入坯殼與結晶 器壁間的間隙。,粘度低、保護渣流動性好、傳熱速率高。,73,隨溫度的降低，粘度不再遵從阿累尼烏斯定律時的溫度為凝固溫度。,粘度,溫度,AEXP(E/RT),凝固溫度,74,凝固溫度過高，降低保護渣的液體潤滑效果，并減少保護渣的流入量，拉漏的可能性增加； 另一方面，凝固溫度過低，坯殼與結晶器之間液體保護渣發(fā)達，傳熱速率過強； 保護渣的凝固溫度存在一最佳溫度區(qū)間，在此溫度范圍內(nèi)，既能夠保證潤滑，又能控制傳熱速率。,75,不同類鋼適用的保護渣凝固溫度示意圖,76,結晶溫度,結晶析出會降低保護渣的潤滑效果，拉漏可能性增加； 結晶溫度高可以減弱液體保護渣的發(fā)達程度，減緩傳熱； 固體保護渣層中結晶相析出，渣膜中易產(chǎn)生微裂紋和晶界均會增大傳熱熱阻； 降低玻璃相輻射傳熱的效果。,77,不同類保護渣示差熱DTA曲線示意圖,78,熔化溫度和熔化速度,保護渣熔化溫度和熔化速度對保護渣液渣層高度及坯殼 與結晶器壁之間的流入有重要影響。,影響保護渣熔化速率的因素：,自由碳含量； 碳顆粒的粒度； 保護渣熔化溫度； 保護渣原料粒度； 拉速。,Melting Rate as % free C , rC , mp , q ,79, 粘度 凝固溫度 熔化溫度,CaO SiO2 CaO/SiO2 Al2O3 Na2O F Fe2O3 ,80,MnO MgO B2O3 BaO Li2O TiO2 K2O , 粘度 凝固溫度 熔化溫度,81,1991 Steelmaking Conference Proceedings, p617,82,采用添加Na2O、Li2O來降低保護渣粘度,83,F、B2O3、Al2O3對保護渣粘度的影響,84,1991 Steelmaking Conference Proceedings, p617,85,通過Li2O、B2O3、F等調(diào)整凝固溫度,86,F、B2O3、Al2O3對保護渣凝固溫度的影響,87,Li2O、MgO、MnO對保護渣熔點的影響,88,Li2O、MgO、MnO對保護渣熔化時間的影響,89,在減少縱裂紋方面對保護渣操作的要求：,鑄坯結晶器壁間的均勻流入； 鑄坯結晶器壁間保護渣膜的合理物性 來控制傳熱。,鑄坯結晶器壁間的均勻流入,保護渣物性(粘度、熔化 溫度、熔速)； 鋼水表面液渣層高度； 拉速、振動參數(shù)等。,90,流入不足或流入過剩，均會造成坯殼不均勻， 引發(fā)縱裂紋產(chǎn)生。,流入過剩引起的縱裂紋 流入不足引起的縱裂紋,91,造成流入過剩的原因：, 保護渣粘度偏低； 鋼水表面液渣層過厚； 拉速偏低。,92,造成流入不足的原因：, 保護渣粘度偏 高； 鋼水表面液渣 層過薄； 拉速偏低； 鋼水表面供熱 不足。,寶鋼澆鑄含碳0.070.11鋼板坯 縱裂紋與液渣層關系,93,鋼水表面保護渣液渣層厚度：,式中，a：液態(tài)保護渣的熱擴散系數(shù)， Cp：保護渣比熱； Hfus：保護渣熔化焓； f：保護渣揮發(fā)份比率， Vl：保護渣消耗速率； Tm：鋼液溫度； Tliq：保護渣熔化溫度； Tamb：周圍環(huán)境溫度； s：固相保護渣； l：液相保護渣。,94,粘度 ， 熔化溫度 , 熔速 液渣層 ,拉速 ,保護渣耗量 , 鋼水溫度 液渣層 ,95,調(diào)整鑄坯結晶器壁間保護渣 膜的性質(zhì)來控制傳熱，減少縱 裂紋。,坯殼與結晶器壁之間的保護渣膜實 際上是由液相層、玻璃相固相渣層 和結晶相固相渣層組成的，其間熱 的傳遞主要以傳導和輻射兩種方式 進行，熱阻表示為：,96,中碳亞包晶鋼保護渣的要點在于合理地調(diào)配三 個渣層的物性:,通過控制液渣層的粘度來保證潤滑同時防止過低粘 度造成過強傳熱； 使保護渣具有較高的凝固溫度以增加固相層比率來 減緩傳熱； 通過增加結晶相比率增加晶界熱阻和減弱玻璃相的 輻射傳熱，以抑制鑄坯表面裂紋的產(chǎn)生。,97,中碳鋼用保護渣,為了減弱初生坯殼與結晶器壁之間的傳熱速率，防止縱裂紋的發(fā)生，中碳鋼采用較高凝固溫度、較高結晶溫度的保護渣。 適當高的粘度 提高凝固溫度增加保護渣固相層厚度； 提高結晶溫度增加保護渣固相層厚度； 減少保護渣固相層中的玻璃相比例， 減少輻射傳熱。,98,采用較高凝固溫度保護渣后中碳鋼板坯 縱裂紋的改變,99,1982年新日鐵大分廠得出的坯殼不均勻度與 保護渣粘度的關系,100,傳熱速率與保護渣結晶溫度的關系,101,80年代中、后期以來，板坯連鑄的拉速較前有了較大的提 高，目前日本各主要鋼鐵廠板坯連鑄澆鑄低碳鋁鎮(zhèn)靜鋼時 的正常工作拉速已可達2.0m/min，澆鑄中碳鋼時的拉速可 達1.5m/min左右。 拉速提高后鑄坯冷卻強度提高，中碳鋼鑄坯表面易產(chǎn)生縱 裂紋缺陷，這也是目前日本澆鑄中碳鋼的拉速不及澆鑄低 碳鋁鎮(zhèn)靜鋼拉速的主要原因。為了減少高拉速后中碳鋼鑄 坯表面縱裂紋的發(fā)生率，日本的鋼鐵廠使用的中碳鋼保護 渣堿度較以前明顯增加，其作用主要有兩個： 降低粘度適應高拉速對保護渣流動性的要求； 通過提高堿度提高保護渣的結晶溫度，使保護渣固 相層中結晶相增多，增加保護渣熱阻減少熱流，以 防止由于冷卻過強造成縱裂紋發(fā)生。,102,中碳鋼高拉速化保護渣的開發(fā)：,低粘度化,渣化速度提高,提高堿度，減 少Al2O3,保證保護渣耗量,高熔點化,結晶化,添加ZrO2、 CeO2,緩冷卻化,中碳鋼高拉速,改進振動,高拉速化,防止縱裂紋發(fā)生,103,住友金屬亞包晶鋼連鑄保護渣化學成分，,日本板坯連鑄澆鑄中碳鋼采用較高堿度的保護渣,NKK福山廠為高拉速澆鑄中碳鋼設計的保護渣,104,二、減少結晶器鋼水液面波動,T. Ueda, et al., 鐵鋼, 67(1981), P1236,105,S.L. Kang, et al., Steelmaking Conference Proceedings, 1994, p347,106,S。L。 Kang, et al., Steelmaking Conference Proceedings, 1994, p347,107,108,三、浸入式水口尺寸、夾角、埋入深度,109,當 x/d0 36.5 時 Vm = 230V0/(x/d0)2,H. NAKATO, et al., Trans. ISIJ, 24(1984), p957,110,H. NAKATO, et al., Trans. ISIJ, 24(1984), p957,111,浸入式水口流出的鋼 水如向上分流過強， 會造成表面波動過大 引起的卷渣等。 浸入式水口流出的鋼 水如向上分流過小， 表面供熱不足，會造 成保護渣熔化不良、 保護渣流入不均勻， 容易產(chǎn)生縱裂紋缺陷。,112,浸入式水口流出的鋼流對鋼水表面波動帶來的 影響可用鋼水表面波動指數(shù)F指數(shù)加以描述。,113,日本鋼管公司的手島俊雄等通過水模型對浸入式 水口工藝參數(shù)對液面波動的影響進行了試驗研究， 得到了計算F指數(shù)的經(jīng)驗公式，,y(a1+b1+c1S+d1S)G1x2 -(a2+b2+c2S+d2)G2x,VeAWlQLmdp(1/cos)nexp(BQg),114,F指數(shù)計算所選用的系數(shù),NKK研究結果 川崎制鐵研究結果,115,寶鋼一煉鋼廠連鑄采用的浸入式水口內(nèi)徑為65mm，出口 內(nèi)徑為60mm，水平夾角為15 ，水口吹氬總流量為15l /min，拉速為1.2m/min。,116,寶鋼澆鑄C：0.070.11集裝箱鋼板坯 縱裂紋指數(shù)與拉速的關系,拉速過低時，結晶器彎月面處鋼水供熱不足，處于低溫狀 態(tài)，初生坯殼較厚且不均勻，同時保護渣也因溫度低而熔 融不好，因此容易產(chǎn)生縱裂紋。,117,寶鋼澆鑄C：0.070.11集裝箱鋼板坯 縱裂紋指數(shù)與鋼水過熱度的關系,118,寶鋼澆鑄C：0.070.11鋼板坯 縱裂紋指數(shù)與結晶器平均熱流的關系,119,120,結晶器窄面平均熱流與寬面平均熱流比的合適范圍,121,二冷采用弱冷，防止縱裂紋擴展,合理的溫度控制模式，避開脆性溫度區(qū)； 采用氣水冷卻； 減少比水量。,122,鋼在凝固溫度600間存在三個脆性 溫度區(qū),123,第I脆性溫度域：,在凝固溫度附近； 柱狀晶間富集雜質(zhì)的 液相是脆化的主要原 因； 與變形速率無關。,第II脆性溫度域：,在1200附近； 奧氏體晶粒間硫化物析出是脆化的主要原因； 脆化隨變形速率提高而加劇； 主要發(fā)生在應變速率大于10-2/s。,124,第III脆性溫度域：,在950700之間； 可以進一步分為奧氏體低 溫域和兩相區(qū)高溫域 的脆化； 碳、氮化物析出是奧氏體 低溫域脆化的主要原因； 奧氏體晶界處網(wǎng)膜狀鐵素體析出是兩 相區(qū)高溫域脆化的主要原因； 鋼的脆化隨變形速率減小而增加。,125,AlN等在奧氏體晶界析出降低鋼延塑性的原因：,微細析出物粒子促進晶界滑移，造成晶界破壞,析出物粒子促進晶界滑移造成晶界破壞示意圖,126,825 800 725 700,中碳鋼鑄坯高溫變形試樣斷口組織照片,奧氏體晶界處網(wǎng)膜狀鐵素體析出是 兩相區(qū)高溫域脆化的主要原因,127,碳鋼的脆性溫度域,試樣的化學成分，,128,不同碳含量鋼鑄坯試樣面縮率隨溫度的變化,129,含鈮、釩、鈦微合金化鋼高溫脆性溫度域,試樣的化學成分，,130,含鈮、釩、鈦微合金化鋼高溫脆性溫度域,131,鑄坯表面溫度應避開脆性溫度區(qū),河野拓夫，鐵鋼，68(1982)，1792,132,二冷噴水或氣水噴霧冷卻,噴水冷卻,氣霧冷卻,133,噴水冷卻的優(yōu)缺點：, 噴水覆蓋區(qū)冷卻強 度大； 噴嘴節(jié)流部分(頸縮) 直徑小，容易堵塞； 流量調(diào)節(jié)范圍不大 (QKP1/2)； 冷卻不均勻(內(nèi)弧輥 積水、外弧冷卻效果差)； 覆蓋面積小。,134,氣水噴霧冷卻, 噴嘴直徑大，不易堵； 通過改變氣水比，可 有效地擴大水流量調(diào) 節(jié)范圍； 水的霧化程度高，水 滴小，沖擊力大，冷 卻效率高； 覆蓋面大、冷卻均勻， 單位水耗量低 噪音大。,135,136,氣水噴霧冷卻水量的分布,137,氣水噴霧與噴水冷卻水滴尺寸的分布頻率,138,二冷降低比水量,139,連鑄二冷鑄坯表面溫度目標控制 ：,140,連鑄坯凝固傳熱數(shù)學模型,為使問題簡化，做以下假設：, 忽略拉坯方向的傳熱； 對于板坯，忽略寬度方向的傳熱； 忽略液相穴對流傳熱； 凝固殼以傳導傳熱占統(tǒng)治地位； 鋼的熱物理性能均為常數(shù)。,141,從彎月面處，沿鑄坯中心，取一個與鑄坯一起向下運動 的微元體，高度、厚度、寬度分別為dz、dx、dy，微元 體的熱平衡為：,微元體熱量變化接受熱量支出熱量,142,1) 微元體左側邊(dydz面)傳出的熱量：,3) 微元體內(nèi)儲存熱量變化,2)鑄坯中心傳給微元體熱量(dydz面),143,將以上各項熱量帶入能量平衡方程：,化簡：,144,對方坯的凝固有：,對圓坯的凝固有：,初始條件：,t0 (z0) TT澆鑄,145,邊界條件：,1) 鑄坯中心(xD/2),鑄坯中心線兩邊為對稱傳熱，,2)鑄坯表面(x=0),結晶器： AKt1/2 二冷區(qū)： h(TsTw) 輻射區(qū)： (Ts4T04),式中， ：熱流； t：鑄坯在結晶器內(nèi)滯留時間； h：傳熱系數(shù)；Ts、Tw、T0：鑄坯表面、冷 卻水和環(huán)境溫度； ：輻射系數(shù)；：波茲曼常數(shù)。,146,147,有限差分法原理,對于二元函數(shù),ff(x，y) (1),在點(x，y)處的一階偏導數(shù)(或偏微商)定義為：,(2),假設自變量 x的增量 x足夠小，則差商近似等于微商：,(3),(3)式稱為向前差商。,148,同理可定義 y方向上的向前偏差商：,(4),將所研究區(qū)域 (x1, x2)和 (y1, y2)分別等分為N和M份，其 相應的間隔 x和 y分別稱為在 x和 y方向上的步長。 每個分點分別順序編號，記作 i0, 1, 2, , N和 j0, 1, 2, , M。,矩形網(wǎng)格： x和 y分別為空間步 長和時間步長，每個格子的中心溫 度代表整個格子溫度，對中心和邊 界的格子分法應使格子中心溫度恰 好位于鑄坯中心和表面。,149,向前差商因此可寫為：,(5),(6),同樣可以有向后差商：,(7),(8),150,類似可得到二階偏微商的差商形式，常寫成二階中心差商：,(9),和,(10),151,對于鑄坯傳熱凝固方程：,改寫為：,差分方程為：,(11),(12),(13),152,通常寫成：,(14),上式表明根據(jù)第 k個時刻三個點上的溫度可求出第 k+1時 刻各點的溫度：,(15),當初始條件 (k=0)和邊界條件 (i0 和 i=N)已知時，可遞推求出所有點 上的溫度值 (i0,1,2,N，k0,1, 2, M)。,153,鑄坯表面處：,代入(15)式，得：,154,鑄坯厚度中心處：,155,物性參數(shù)的選定 ：, 鋼的液、固相線溫度； 凝固潛熱； 導熱系數(shù)； 比熱； 密度； 二冷區(qū)傳熱系數(shù)；,計算框圖：,156,靜態(tài)控制(預設定控制):,QaV 2bVc,式中，Q：冷卻水量，l/min； V：拉速，m/min； a、b、c：常數(shù)。,常數(shù)a、b、c通常由鑄坯凝固 傳熱模型離線算出。,靜態(tài)控制的不足：,二冷靜態(tài)和動態(tài)控制,157,動態(tài)控制,1、確定各控制點鑄坯表面 目標溫度Taim； 2、根據(jù)QaV2bVc確 定各區(qū)水量； 3、根據(jù)鑄坯傳熱凝固模型 計算出各控制點鑄坯表 面溫度Tr； 4、根據(jù)TaimTr，修正水量。,158,動態(tài)控制的效果：,159,某廠采用靜態(tài)控制拉速改變時鑄坯表面溫度的變化,160,某廠采用動態(tài)控制拉速改變時鑄坯表面溫度的變化,161,二冷對防止縱裂紋具有非常重要的作用,某廠板坯連鑄澆鑄集裝箱鋼二冷區(qū)鑄坯溫度,162,某廠集裝箱鋼高溫延塑性變化,RA小于40的溫度域：825775,163,采用稍弱的二冷模式，鑄坯縱裂紋發(fā)生率由 15顯著降低到1左右。,