D0I:10.13374/i.i8sm1001t53.2011.03.015 第33卷第3期 北京科技大学学报 Vol 33 No 3 2011年3月 Journal of Un iversity of Science and Techno lgy Beijing Mar.2011 攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 李菊艳文光华)唐萍) 黎建全)向成礼2) 1)重庆大学材料科学与工程学院，重庆4000442)攀钢集团攀枝花钢钒有限公司，攀枝花617000 区通信作者，Email lijvyan@126cm 摘要通过喷嘴性能测试、重熔凝固冷却实验和计算机仿真软件计算，研究了攀钢不同断面板坯角部冷却情况对铸坯角部 横裂纹的影响.研究表明：对于11601080和1250mm三个断面尺寸的铸坯，较强的冷却使角部温度较早低于A3温度，矫直 前沿奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体，矫直时容易沿奥氏体晶界形成角部横裂纹·为解决角部横裂纹问题，通过改变 铸坯表层组织来控制铸坯角部横裂纹的产生，并将其应用于攀钢现场生产· 关键词连铸；二次冷却：裂纹：微观组织控制 分类号TF777.1 Analysis on corner transverse cracks of slabs w ith different section dim ensions cast w ith Pangang slab casting m achine LI Juyan☒，WEN Guang ua》,TANG Ping,LI Jian-qan,XIANG Cheng-li 1)Colkge of Materials Seience and Engineerng Chongqng University Chongqing 400044.China 2)Pangang G mup Panzhhua Steel&Vanagim Co L Panhhua 617000.China Correspond ing author Email lijvyan j 126.com ABSTRACT The effect of cooling conditions on the comer transverse cracks of slabs w ith different section dinensions was studied by nozzle perfomance measurements remelting and solidification cooling experin ents and numerical smulations The results show that the comer temperature is bwer than the As temperature earlier for slabs w ith section dinensions of 1000 1160 and 1250mm during a stronger cooling There is a large number of fim-like proeutectoid ferrite along grain boundaries and transverse cracks fom along prior austenite grain boundaries when straightening To prevent from these transverse cracks a process to control the surface m icrostnucture of a slab was adopted and applied to actual production at Pansteel KEY WORDS continuous casting secondary cooling cracks m icrostnucture control 攀钢1板坯连铸机铸坯投产于1993年，两机两 力作用时，就容易产生角部横裂纹，然而，对攀钢铸 流，铸坯断面为200mm×(1000~1300)mm,主要 坯质量进行调查统计发现，并非所有断面尺寸板坯 浇注普碳钢和低合金钢，最常见的铸坯质量缺陷是 都存在严重的角部横裂纹问题，而是集中在某几个 横裂纹，为解决横裂纹问题，许多学者也做了大量 断面俦坯上，对此，本文在攀钢1俦机喷嘴性能测 研究，研究内容主要集中在二冷配水强弱和钢 试的基础上，利用重熔凝固实验模拟了现场冷却条 种的高温脆化机理上，攀钢现行二冷工艺采用弱冷 件下铸坯角部温度曲线，结合攀钢板坯二冷计算机 方式，保证矫直前铸坯目标温度高于1000℃，以避 仿真软件，计算得到不同断面铸坯角部温度曲线，分 开钢的低塑性区).采用弱冷冷却模式后，铸坯宽 析攀钢现行喷嘴布置方式下，不同断面铸坯在矫直 面横裂纹数量明显减少，但角部横裂纹依然存在， 前I区至N区的角部冷却情况和对铸坯角部横裂纹 由于板坯角部处于二维传热，冷却较快，板坯横向上 形成的影响，从解决角部横裂纹的角度出发，提出攀 温度的均匀性很难保证，因此角部温度一般低于宽 钢1板坯连铸机二冷制度的优化方案并进行工业 面温度，使矫直前角部温度落入脆性区，受到矫直应 应用 收稿日期：2010-06-01
第 33卷 第 3期 2011年 3月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．33Ｎｏ．3 Ｍａｒ．2011 攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 李菊艳 1） 文光华 1） 唐 萍 1） 黎建全 2） 向成礼 2） 1） 重庆大学材料科学与工程学院重庆 400044 2） 攀钢集团攀枝花钢钒有限公司攀枝花 617000 通信作者Ｅ-ｍａｉｌ：ｌｉｊｖｙａｎ＿ｊｖ＠126．ｃｏｍ 摘 要 通过喷嘴性能测试、重熔凝固冷却实验和计算机仿真软件计算研究了攀钢不同断面板坯角部冷却情况对铸坯角部 横裂纹的影响．研究表明：对于 1160、1080和 1250ｍｍ三个断面尺寸的铸坯较强的冷却使角部温度较早低于 Ａ3 温度矫直 前沿奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体矫直时容易沿奥氏体晶界形成角部横裂纹．为解决角部横裂纹问题通过改变 铸坯表层组织来控制铸坯角部横裂纹的产生并将其应用于攀钢现场生产． 关键词 连铸；二次冷却；裂纹；微观组织控制 分类号 ＴＦ777∙1 Ａｎａｌｙｓｉｓｏｎｃｏｒｎｅｒｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｓｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｅｃｔｉｏｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ｃａｓｔｗｉｔｈＰａｎｇａｎｇｓｌａｂｃａｓｔｉｎｇｍａｃｈｉｎｅ ＬＩＪｕ-ｙａｎ 1） ＷＥＮＧｕａｎｇ-ｈｕａ 1）ＴＡＮＧＰｉｎｇ 1）ＬＩＪｉａｎ-ｑｕａｎ 2）ＸＩＡＮＧＣｈｅｎｇ-ｌｉ 2） 1） ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｈｏｎｇｑｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＣｈｏｎｇｑｉｎｇ400044Ｃｈｉｎａ 2） ＰａｎｇａｎｇＧｒｏｕｐＰａｎｚｈｉｈｕａＳｔｅｅｌ＆ＶａｎａｇｉｕｍＣｏ．Ｌｔｄ．Ｐａｎｚｈｉｈｕａ617000Ｃｈｉｎａ ＣｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒＥ-ｍａｉｌ：ｌｉｊｖｙａｎ＿ｊｖ＠126．ｃｏｍ ＡＢＳＴＲＡＣＴ Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｏｌｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｏｎｔｈｅｃｏｒｎｅｒｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｓｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｅｃｔｉｏｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｗａｓｓｔｕｄｉｅｄｂｙ ｎｏｚｚｌｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓｒｅｍｅｌｔｉｎｇａｎｄｓｏｌｉｄｉｆｉｃａｔｉｏｎｃｏｏｌｉｎｇｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔ ｔｈｅｃｏｒｎｅｒｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｓｌｏｗｅｒｔｈａｎｔｈｅＡ3ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｅａｒｌｉｅｒｆｏｒｓｌａｂｓｗｉｔｈｓｅｃｔｉｏｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆ10001160ａｎｄ1250ｍｍｄｕｒｉｎｇａ ｓｔｒｏｎｇｅｒｃｏｏｌｉｎｇ．Ｔｈｅｒｅｉｓａｌａｒｇｅｎｕｍｂｅｒｏｆｆｉｌｍ-ｌｉｋｅｐｒｏｅｕｔｅｃｔｏｉｄｆｅｒｒｉｔｅａｌｏｎｇｇｒａｉｎｂｏｕｎｄａｒｉｅｓａｎｄｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｓｆｏｒｍａｌｏｎｇｐｒｉｏｒ ａｕｓｔｅｎｉｔｅｇｒａｉｎｂｏｕｎｄａｒｉｅｓｗｈｅｎｓｔｒａｉｇｈｔｅｎｉｎｇ．Ｔｏｐｒｅｖｅｎｔｆｒｏｍｔｈｅｓｅｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｓａｐｒｏｃｅｓｓｔｏｃｏｎｔｒｏｌｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆａｓｌａｂｗａｓａｄｏｐｔｅｄａｎｄａｐｐｌｉｅｄｔｏａｃｔｕａｌｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎａｔＰａｎｓｔｅｅｌ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｃａｓｔｉｎｇ；ｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇ；ｃｒａｃｋｓ；ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｎｔｒｏｌ 收稿日期：2010--06--01 攀钢1 ＃板坯连铸机铸坯投产于1993年两机两 流铸坯断面为 200ｍｍ×（1000～1300） ｍｍ主要 浇注普碳钢和低合金钢最常见的铸坯质量缺陷是 横裂纹．为解决横裂纹问题许多学者也做了大量 研究 ［1--4］研究内容主要集中在二冷配水强弱和钢 种的高温脆化机理上．攀钢现行二冷工艺采用弱冷 方式保证矫直前铸坯目标温度高于 1000℃以避 开钢的低塑性区 ［5］．采用弱冷冷却模式后铸坯宽 面横裂纹数量明显减少但角部横裂纹依然存在． 由于板坯角部处于二维传热冷却较快板坯横向上 温度的均匀性很难保证因此角部温度一般低于宽 面温度使矫直前角部温度落入脆性区受到矫直应 力作用时就容易产生角部横裂纹．然而对攀钢铸 坯质量进行调查统计发现并非所有断面尺寸板坯 都存在严重的角部横裂纹问题而是集中在某几个 断面铸坯上．对此本文在攀钢 1 ＃铸机喷嘴性能测 试的基础上利用重熔凝固实验模拟了现场冷却条 件下铸坯角部温度曲线结合攀钢板坯二冷计算机 仿真软件计算得到不同断面铸坯角部温度曲线分 析攀钢现行喷嘴布置方式下不同断面铸坯在矫直 前Ⅰ区至Ⅳ区的角部冷却情况和对铸坯角部横裂纹 形成的影响从解决角部横裂纹的角度出发提出攀 钢 1 ＃板坯连铸机二冷制度的优化方案并进行工业 应用． DOI :10．13374／j．issn1001－053x．2011．03．015
第3期 李菊艳等：攀钢板坯连铸机不同断面铸还角部横裂纹分析 ,297. 1角部横裂纹及裂纹指数 1250mm的铸坯，之后是断面尺寸为200mm× 1080mm的铸坯，200mm×1000mm断面的裂纹指 攀钢在铸坯断面为200mm×(1000~1300) 数在0.4左右，200mm×1300mm尺寸铸坯的裂纹 mm下，生产Q345B等低合金钢种，铸坯常见质量缺 发生率最低 陷为角部横裂纹，角部横裂纹常出现于板坯内弧振 痕底部，沿原始奥氏体晶粒向铸坯宽面和窄面扩展， 2 实验及研究方法 为研究生产过程中不同断面铸坯角部横裂纹发 实验首先测试了攀钢1铸机I至N区三种喷 生率，统计分析实际生产中的历史数据，调查统计现 嘴现场布置方案下喷嘴水流密度分布，通过测试单 场共128炉的剥皮处理记录.为了便于研究，定义 个喷嘴水流密度分布，采用数值迭加的方法得到多 裂纹指数同一断面下，角部横裂纹条数与检验总 个喷嘴按一定间距布置时的水流密度分布，水流密 炉数之比.统计得到的结果如图1所示，从图中可 度分布曲线可反映不同断面铸坯角部的受水情况， 以看出，裂纹发生率最高的是断面尺寸为200mm× 通过重熔凝固实验模拟研究铸坯角部冷却， 1160mm的铸坯，其次是断面尺寸为200mm× 实验钢种成分如表1所示，将在感应炉中熔炼好的 35kg钢液浇注于铸锭模型内，以设定的冷却方式冷 脑2 却铸锭，利用埋于铸锭角部和宽面皮下5mm处的热 电偶测定铸锭冷却曲线，同时利用重熔凝固实验得 到的冷却曲线修正二冷计算机仿真软件的铸坯传热 系数，在确定攀钢板坯二冷计算机仿真软件边界条 10001080116012501300 断面尺寸mm 件的基础上，利用二冷计算机仿真软件计算不同断 面铸坯角部冷却温度曲线，通过以上实验和计算， 图1不同断面铸坯角部裂纹指数 分析不同断面铸坯角部冷却强弱和对铸坯质量的 Fig 1 Comer transverse crack ing index of slabs w ith different section 影响， dinensions 表1实验钢化学成分（质量分数） Table I Chen ical camposition of tested steel % C Si Mn P Als Ti N 0.16 0.2 1.1 0.015 0.015 0.043 0.01 0.005 0.0058 3实验结果与讨论 二冷I、Ⅱ区，铸坯宽度方向水流密度最大是在距中 心540mm和625mm处，铸坯断面为200mm× 3.1不同断面铸坯角部水流密度分布 (1000~1300)mm,水流密度最大区间正好位于中 由于攀钢1「俦机在生产低合金钢时常出现的 间断面(1080mm、1160mm和1250mm)铸坯的角部 质量缺陷是角部横裂纹，且不同断面铸坯角部横裂 区域.铸坯I区、Ⅱ区为水喷嘴，较大的水流密度将 纹发生率不同，因此从水流密度分布来看应重点分 迅速带走铸坯角部热量，并使角部区域迅速冷却，同 析不同断面俦坯角部区域的冷却状况，通过测试单 时铸坯角部处于二维传热，因此矫直前中间断面铸 个喷嘴水流密度分布，采用数值迭加的方法得到多 坯角部温度将最低，对于较大尺寸铸坯，受到的水 个喷嘴按一定间距布置时的水流密度分布， 流密度相对较小，冷却较缓慢.铸坯Ⅲ、Ⅳ区为汽水 200mm×(1000~1300)mm五个断面至N区1/2横 喷嘴，水流密度较小，冷却较均匀 断面上水流密度分布结果如图2所示，喷嘴布置宽 3.2重熔凝固冷却实验及结果 度、喷水宽度和宽面覆盖程度如表2所示，表2中宽 为研究现场铸坯角部的实际冷却情况，进行重 面覆盖程度一栏“十”、“一”号分别表示喷水超过、 熔凝固实验，通过重熔凝固实验模拟得到攀钢现场 小于宽度两种情况，数值表示超过或不足的量， 二冷模式下，200mm×1250mm断面铸坯拉速为 从喷嘴水流密度测试结果看，攀钢单喷嘴水流 1.0mmin条件下铸坯角部和宽面皮下5mm处的 密度呈对称分布，喷嘴中心水流密度最大，向两侧逐 冷却情况，冷却曲线如图3所示.从图中可以看出， 渐减小.从铸坯12横断面水流密度分布来看，在 铸坯宽面皮下5mm处温度与角部表面温度相差
第 3期 李菊艳等： 攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 1 角部横裂纹及裂纹指数 攀钢在铸坯断面为 200ｍｍ×（1000～1300） ｍｍ下生产 Ｑ345Ｂ等低合金钢种铸坯常见质量缺 陷为角部横裂纹．角部横裂纹常出现于板坯内弧振 痕底部沿原始奥氏体晶粒向铸坯宽面和窄面扩展． 为研究生产过程中不同断面铸坯角部横裂纹发 生率统计分析实际生产中的历史数据调查统计现 场共 128炉的剥皮处理记录．为了便于研究定义 裂纹指数 Ｉ：同一断面下角部横裂纹条数与检验总 炉数之比．统计得到的结果如图 1所示．从图中可 以看出裂纹发生率最高的是断面尺寸为 200ｍｍ× 1160ｍｍ的 铸 坯 其 次 是 断 面 尺 寸 为200ｍｍ× 图 1 不同断面铸坯角部裂纹指数 Ｆｉｇ．1 Ｃｏｒｎｅｒｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｉｎｇｉｎｄｅｘｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｅｃｔｉｏｎ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ 1250ｍｍ的 铸 坯之 后 是 断 面 尺 寸 为 200ｍｍ× 1080ｍｍ的铸坯200ｍｍ×1000ｍｍ断面的裂纹指 数在 0∙4左右200ｍｍ×1300ｍｍ尺寸铸坯的裂纹 发生率最低． 2 实验及研究方法 实验首先测试了攀钢 1 ＃铸机Ⅰ至Ⅳ区三种喷 嘴现场布置方案下喷嘴水流密度分布通过测试单 个喷嘴水流密度分布采用数值迭加的方法得到多 个喷嘴按一定间距布置时的水流密度分布水流密 度分布曲线可反映不同断面铸坯角部的受水情况． 通过重熔凝固实验 ［6］模拟研究铸坯角部冷却 实验钢种成分如表 1所示．将在感应炉中熔炼好的 35ｋｇ钢液浇注于铸锭模型内以设定的冷却方式冷 却铸锭利用埋于铸锭角部和宽面皮下5ｍｍ处的热 电偶测定铸锭冷却曲线同时利用重熔凝固实验得 到的冷却曲线修正二冷计算机仿真软件的铸坯传热 系数在确定攀钢板坯二冷计算机仿真软件边界条 件的基础上利用二冷计算机仿真软件计算不同断 面铸坯角部冷却温度曲线．通过以上实验和计算 分析不同断面铸坯角部冷却强弱和对铸坯质量的 影响． 表 1 实验钢化学成分 （质量分数 ） Ｔａｂｌｅ1 Ｃｈｅｍｉｃａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｔｅｓｔｅｄｓｔｅｅｌ ％ Ｃ Ｓｉ Ｍｎ Ｐ Ｓ Ａｌｓ Ｖ Ｔｉ Ｎ 0∙16 0∙2 1∙1 0∙015 0∙015 0∙043 0∙01 0∙005 0∙0058 3 实验结果与讨论 3∙1 不同断面铸坯角部水流密度分布 由于攀钢 1 ＃铸机在生产低合金钢时常出现的 质量缺陷是角部横裂纹且不同断面铸坯角部横裂 纹发生率不同因此从水流密度分布来看应重点分 析不同断面铸坯角部区域的冷却状况．通过测试单 个喷嘴水流密度分布采用数值迭加的方法得到多 个喷 嘴 按 一 定 间 距 布 置 时 的 水 流 密 度 分 布． 200ｍｍ×（1000～1300） ｍｍ五个断面Ⅰ至Ⅳ区 1／2横 断面上水流密度分布结果如图 2所示．喷嘴布置宽 度、喷水宽度和宽面覆盖程度如表 2所示表 2中宽 面覆盖程度一栏 “ ＋”、“ －”号分别表示喷水超过、 小于宽度两种情况数值表示超过或不足的量． 从喷嘴水流密度测试结果看攀钢单喷嘴水流 密度呈对称分布喷嘴中心水流密度最大向两侧逐 渐减小．从铸坯 1／2横断面水流密度分布来看在 二冷Ⅰ、Ⅱ区铸坯宽度方向水流密度最大是在距中 心 540ｍｍ和 625ｍｍ处铸坯断面为 200ｍｍ× （1000～1300） ｍｍ水流密度最大区间正好位于中 间断面 （1080ｍｍ、1160ｍｍ和1250ｍｍ）铸坯的角部 区域．铸坯Ⅰ区、Ⅱ区为水喷嘴较大的水流密度将 迅速带走铸坯角部热量并使角部区域迅速冷却同 时铸坯角部处于二维传热因此矫直前中间断面铸 坯角部温度将最低．对于较大尺寸铸坯受到的水 流密度相对较小冷却较缓慢．铸坯Ⅲ、Ⅳ区为汽水 喷嘴水流密度较小冷却较均匀． 3∙2 重熔凝固冷却实验及结果 为研究现场铸坯角部的实际冷却情况进行重 熔凝固实验．通过重熔凝固实验模拟得到攀钢现场 二冷模式下200ｍｍ×1250ｍｍ断面铸坯拉速为 1∙0ｍ·ｍｉｎ －1条件下铸坯角部和宽面皮下 5ｍｍ处的 冷却情况冷却曲线如图 3所示．从图中可以看出 铸坯宽面皮下 5ｍｍ处温度与角部表面温度相差 ·297·
,298 北京科技大学学报 第33卷 20 奇排 奇排 偶排 400 600 800 200 400 距离/mm 距离mm 奇排 奇排 偶排 排 200 400 600 800 1000 200 400 600 8001000 距离mm 距离mm 图2I至N区12宽面水流密度分布·(a)I区：(b)Ⅱ区：(c)Ⅲ区；(d)N区.图中从左到右竖线分别表示断面200mm× 1000mm.200mmX1080mm,200mm×1160mm,200mmX1250mm和200mmX1300mm铸坯的角a部 Fig 2 Water density distrbution of a half bmoad-face n I tolV cooling zones (a)I cooling zone (b)II cooling zone (e)coo ng zone (d)I cooling zone Frm left to right n the figum the vertical lnes show the comer of slabs w ith section dimensions of200 mm X1000mm.200mmX1080mm.200mm X1160mm 200mmX1250mm and 200mmX1300mm 表21铸机I至W区喷嘴喷水覆盖状况 Table 2 Nozzle spmaying n I tolV cooling zones of 1 slab caster 喷水宽 宽面覆盖程度hmm 冷却区 喷嘴布置 宽度加m 度加m 200mm X1000mm 200mm X1080mm 200mm×1160mm 200mm X1250mm 200mm X1300mm 奇排，295 1500 十500 十420 +340 +250 +200 I区 偶排，295 1220 +220 +140 +60 -30 -80 奇排，360 1480 +480 +400 +320 +230 +180 I区 偶排，360 1110 +110 +20 -60 -150 -190 奇排，780 1360 +360 +280 +200 +110 +60 Ⅲ区 偶排，一 620 -380 -460 -540 -630 -680 奇排，780 1300 +300 +220 +140 +50 +0 N区 偶排，一 650 -350 -430 -510 -600 -650 150~200℃.通过模拟铸坯冷却，准确测定了铸坯 出结晶器角部表面温度为1023℃，铸坯出结晶器 1400结品器出口 1一铸坯宽面皮下5mm 2一铸坯角部表面 进入二冷I区后，角部表面温度迅速下降，冷却速度 1200 达3.8℃·s,使铸坯角部温度迅速降低到900℃左 区出口 桥直点 右；这是由于铸坯出结晶器后在二冷I区同时受到 面区出口 来自宽面和窄面喷嘴的冷却水冷却，加之角部处于 W区出口I 800 区出口 二维传热，使铸坯角部表面温度迅速下降，进入Ⅱ "narvvrvaa2 46810 区后，由于窄面喷嘴停止冷却，冷却减弱，出现了典 距离湾月面距离m 型的温度回升现象.矫直前铸坯二冷段内角部表面 平均冷却速度为0.5℃·s,矫直时铸坯角部表面 图3铸坯冷却温度曲线 温度为780℃，落入了脆性波谷区(700~ Fig 3 Cooling mnpemture curves of slbs 900℃)-81. 冷计算机仿真软件边界条件的基础上，用二冷计算 3,3不同断面铸坯角部温度分布情况及其对铸坯 机仿真软件计算得到不同断面铸坯角部冷却温度曲 角部质量的影响 线，如图4所示，从计算结果可以看出，五个断面尺 利用重熔凝固实验得到的冷却曲线修正二冷计 寸铸坯角部的冷却从强到弱依次为11601080 算机仿真软件的铸坯传热系数，在确定攀钢板坯二 12501000和1300mm,矫直前角部表面温度依次
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 图 2 Ⅰ至Ⅳ区 1／2宽面水流密度分布 ∙（ａ） Ⅰ区；（ｂ） Ⅱ区；（ｃ） Ⅲ区；（ｄ） Ⅳ区．图中从左到右竖线分别表示断面 200ｍｍ× 1000ｍｍ、200ｍｍ×1080ｍｍ、200ｍｍ×1160ｍｍ、200ｍｍ×1250ｍｍ和 200ｍｍ×1300ｍｍ铸坯的角部 Ｆｉｇ．2 Ｗａｔｅｒｄｅｎｓｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆａｈａｌｆｂｒｏａｄ-ｆａｃｅｉｎⅠ ｔｏⅣ ｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅｓ：（ａ） Ⅰｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅ；（ｂ） Ⅱ ｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅ；（ｃ） Ⅲ ｃｏｏｌ- ｉｎｇｚｏｎｅ；（ｄ） Ⅳ ｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅ．Ｆｒｏｍｌｅｆｔｔｏｒｉｇｈｔｉｎｔｈｅｆｉｇｕｒｅｔｈｅｖｅｒｔｉｃａｌｌｉｎｅｓｓｈｏｗｔｈｅｃｏｒｎｅｒｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｓｅｃｔｉｏｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆ200 ｍｍ×1000ｍｍ200ｍｍ×1080ｍｍ200ｍｍ×1160ｍｍ200ｍｍ×1250ｍｍａｎｄ200ｍｍ×1300ｍｍ 表 2 1＃铸机Ⅰ至Ⅳ区喷嘴喷水覆盖状况 Ｔａｂｌｅ2 ＮｏｚｚｌｅｓｐｒａｙｉｎｇｉｎⅠ ｔｏⅣ ｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅｓｏｆ1＃ｓｌａｂｃａｓｔｅｒ 冷却区 喷嘴布置 宽度／ｍｍ 喷水宽 度／ｍｍ 宽面覆盖程度／ｍｍ 200ｍｍ×1000ｍｍ 200ｍｍ×1080ｍｍ 200ｍｍ×1160ｍｍ 200ｍｍ×1250ｍｍ 200ｍｍ×1300ｍｍ Ⅰ区 奇排295 1500 ＋500 ＋420 ＋340 ＋250 ＋200 偶排295 1220 ＋220 ＋140 ＋60 －30 －80 Ⅱ区 奇排360 1480 ＋480 ＋400 ＋320 ＋230 ＋180 偶排360 1110 ＋110 ＋20 －60 －150 －190 Ⅲ区 奇排780 1360 ＋360 ＋280 ＋200 ＋110 ＋60 偶排－ 620 －380 －460 －540 －630 －680 Ⅳ区 奇排780 1300 ＋300 ＋220 ＋140 ＋50 ＋0 偶排－ 650 －350 －430 －510 －600 －650 150～200℃．通过模拟铸坯冷却准确测定了铸坯 出结晶器角部表面温度为 1023℃．铸坯出结晶器 进入二冷Ⅰ区后角部表面温度迅速下降冷却速度 达 3∙8℃·ｓ －1使铸坯角部温度迅速降低到900℃左 右；这是由于铸坯出结晶器后在二冷Ⅰ区同时受到 来自宽面和窄面喷嘴的冷却水冷却加之角部处于 二维传热使铸坯角部表面温度迅速下降．进入Ⅱ 区后由于窄面喷嘴停止冷却冷却减弱出现了典 型的温度回升现象．矫直前铸坯二冷段内角部表面 平均冷却速度为 0∙5℃·ｓ －1矫直时铸坯角部表面 温 度 为 780℃落 入 了 脆 性 波 谷 区 （700～ 900℃ ） ［7--8］． 3∙3 不同断面铸坯角部温度分布情况及其对铸坯 角部质量的影响 利用重熔凝固实验得到的冷却曲线修正二冷计 算机仿真软件的铸坯传热系数在确定攀钢板坯二 图 3 铸坯冷却温度曲线 Ｆｉｇ．3 Ｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｃｕｒｖｅｓｏｆｓｌａｂｓ 冷计算机仿真软件边界条件的基础上用二冷计算 机仿真软件计算得到不同断面铸坯角部冷却温度曲 线如图 4所示．从计算结果可以看出五个断面尺 寸铸坯角部的冷却从强到弱依次为 1160、1080、 1250、1000和 1300ｍｍ矫直前角部表面温度依次 ·298·
第3期 李菊艳等：攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 ,299. 为750761782810和844℃.通过Andrew方 提高铸坯表层基体热塑性来控制角部横裂纹的产 程)，计算该钢种平衡铁素体转变温度A为 生，并得到了成功应用，因此为了解决攀钢1板坯 839℃，并将其标于图4中. 连铸机同一喷嘴布置方式浇注不同断面尺寸铸坯时 从图4中可以看出，对于11601080和 中间断面尺寸铸坯易产生角部横裂纹的问题，提出 1250mm断面尺寸铸坯，较强的冷却使角部温度较 采用控制铸坯表层微观组织的方法来控制中间断面 早低于A3温度，而对于1300mm断面尺寸的铸坯， 铸坯角部横裂纹的产生， 矫直前角部温度主要处于奥氏体区，1000mm断面 通过重熔凝固实验，模拟得到适合攀钢1铸机 铸坯的角部温度处于前两者之间，铁素体组织转变 表层微观组织控制的二冷模式，如图5所示、与原 属于扩散型相变，铁素体晶粒的长大是一个形核、长 二冷模式相比，优化后的二冷模式增加铸坯在区、 大的过程，铁素体转变需要一定的过冷度才能进 Ⅱ区冷却水量，使铸坯出结晶后角部温度迅速降低 行0.对于1160,1080和1250mm断面尺寸铸坯， 到720℃左右，促使铁素体在奥氏体晶界和晶内快 矫直时铸坯角部温度已低于平衡铁素体转变温度约 速析出，消除沿奥氏体晶界析出的先共析铁素体膜， 100℃，冷却过程中有足够的过冷度和孕育时间沿 同时随冷却速度的提高，钢中微合金元素碳氨化物 奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体，铁素体相 来不及迁移到奥氏体晶界便原位析出或固溶在奥氏 具有良好的塑性，但硬度较低，约为奥氏体相的14 体晶内，消除了沿奥氏体晶界呈链状分布的析出物， 矫直时奥氏体与铁素体两相受力不均匀，应力主要 然后在Ⅲ区、Ⅳ区减少冷却水量，让铸坯表面温度回 集中在膜状先共析铁素体相上，因此容易沿奥氏体 温到约880℃附近，进行矫直.该种冷却方式使铸 晶界形成角部横裂纹，对于1300mm断面尺寸铸 坯表层组织的热塑性得到改善，诚轻了铸坯裂纹敏 坯，矫直前角部温度主要处于奥氏体单相区，因此矫 感性，控制了铸坯角部横裂纹的产生 直时未沿奥氏体晶界形成膜状铁素体，降低了铸坯 …原冷模式 的裂纹敏感性，对于1000mm断面尺寸的铸坯，矫 100 一优化后“冷模式 直时角部温度低于平衡铁素体转变温度30℃左右， g00 矫直点 可能已发生奥氏体向铁素体的转变，铁素体晶粒 在奥氏体晶界形核、长大，但未连成膜状或未沿奥 800 氏体晶界连接成网，因此裂纹敏感性高于1300mm 断面的铸坯，而较1160mm断面铸坯的裂纹发生 700 46 810 2 率低 距离结品器下口距离m 1一200mm×1300mm 图5不同二冷模式表面温度曲线 2200mm×1000mm Ⅱ区出口 3-200mm×1250mm Fig 5 Surface temnpemture curves of slbs w ith different 4-200mm×1080mam 5-200mm×】160mm secondary cooling pattems 910 矫直点 IA. 攀钢1铸机为两机两流，以一流为对比流，采 800 用原二冷模式冷却，以二流为实验流，采用优化后的 二冷模式冷却.实验在角部横裂纹发生率相对较高 2 468101214 距离结品器下口距离m 的1250mm断面铸坯上进行，实验钢种为Q345B 拉速恒定为1.0mmin,实验后对俦坯取样进行 图4不同断面铸坯角部冷却曲线仿真计算结果 热酸洗并切取铸坯角部试样进行金相观察，得到的 Fig 4 Numerical siulation mesult of cooling temperature curves at the comer of slabs w ith different dimensions 结果如图6和图7所示，从图6(a)可以看出，采用 原二冷模式冷却时，铸坯角部存在角部横裂纹，伴随 3.4攀钢1板坯连铸机二冷优化方案及应用 有少量微裂纹，如图中白色圆圈所示，从图6(b)可 攀钢板坯角部横裂纹出现于中间断面铸坯内弧 以看出，采用优化后的二冷模式冷却时，实验流铸坯 角部，由于喷水宽度固定，因此采用以往改变铸坯角 角部没有出现任何裂纹，从图7(a)的金相观察结 部温度来避开钢的脆性温度区山的方法很难保证 果可以看出，原二冷模式下，铸坯角部铁素体晶粒粗 各个断面铸坯角部质量要求，且改造困难，投资大， 大，沿奥氏体晶界存在膜状先共析铁素体，如图中白 最近日本Kao等[2]通过控制铸坯表层组织结构、 色箭头所示.从图7(b)可以看出，采用优化后的二
第 3期 李菊艳等： 攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 为 750、761、782、810和 844℃．通过 Ａｎｄｒｅｗ方 程 ［9］计 算 该 钢 种 平 衡 铁 素 体 转 变 温 度 Ａ3 为 839℃并将其标于图 4中． 从图 4中 可 以 看 出对 于 1160、1080和 1250ｍｍ断面尺寸铸坯较强的冷却使角部温度较 早低于 Ａ3温度而对于 1300ｍｍ断面尺寸的铸坯 矫直前角部温度主要处于奥氏体区1000ｍｍ断面 铸坯的角部温度处于前两者之间．铁素体组织转变 属于扩散型相变铁素体晶粒的长大是一个形核、长 大的过程铁素体转变需要一定的过冷度才能进 行 ［10］．对于 1160、1080和 1250ｍｍ断面尺寸铸坯 矫直时铸坯角部温度已低于平衡铁素体转变温度约 100℃冷却过程中有足够的过冷度和孕育时间沿 奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体铁素体相 具有良好的塑性但硬度较低约为奥氏体相的 1／4． 矫直时奥氏体与铁素体两相受力不均匀应力主要 集中在膜状先共析铁素体相上因此容易沿奥氏体 晶界形成角部横裂纹．对于 1300ｍｍ断面尺寸铸 坯矫直前角部温度主要处于奥氏体单相区因此矫 直时未沿奥氏体晶界形成膜状铁素体降低了铸坯 的裂纹敏感性．对于 1000ｍｍ断面尺寸的铸坯矫 直时角部温度低于平衡铁素体转变温度 30℃左右 可能已发生奥氏体向铁素体的转变铁素体晶粒 在奥氏体晶界形核、长大但未连成膜状或未沿奥 氏体晶界连接成网因此裂纹敏感性高于 1300ｍｍ 断面的铸坯而较 1160ｍｍ断面铸坯的裂纹发生 率低． 图 4 不同断面铸坯角部冷却曲线仿真计算结果 Ｆｉｇ．4 Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｏｆｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｕｒｖｅｓａｔｔｈｅｃｏｒｎｅｒｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ 3∙4 攀钢 1 ＃板坯连铸机二冷优化方案及应用 攀钢板坯角部横裂纹出现于中间断面铸坯内弧 角部由于喷水宽度固定因此采用以往改变铸坯角 部温度来避开钢的脆性温度区 ［11］的方法很难保证 各个断面铸坯角部质量要求且改造困难投资大． 最近日本 Ｋａｔｏ等 ［12］通过控制铸坯表层组织结构、 提高铸坯表层基体热塑性来控制角部横裂纹的产 生并得到了成功应用．因此为了解决攀钢 1 ＃板坯 连铸机同一喷嘴布置方式浇注不同断面尺寸铸坯时 中间断面尺寸铸坯易产生角部横裂纹的问题提出 采用控制铸坯表层微观组织的方法来控制中间断面 铸坯角部横裂纹的产生． 通过重熔凝固实验模拟得到适合攀钢 1 ＃铸机 表层微观组织控制的二冷模式如图 5所示．与原 二冷模式相比优化后的二冷模式增加铸坯在 Ｉ区、 Ⅱ区冷却水量使铸坯出结晶后角部温度迅速降低 到 720℃左右促使铁素体在奥氏体晶界和晶内快 速析出消除沿奥氏体晶界析出的先共析铁素体膜 同时随冷却速度的提高钢中微合金元素碳氮化物 来不及迁移到奥氏体晶界便原位析出或固溶在奥氏 体晶内消除了沿奥氏体晶界呈链状分布的析出物 然后在Ⅲ区、Ⅳ区减少冷却水量让铸坯表面温度回 温到约 880℃附近进行矫直．该种冷却方式使铸 坯表层组织的热塑性得到改善减轻了铸坯裂纹敏 感性控制了铸坯角部横裂纹的产生． 图 5 不同二冷模式表面温度曲线 Ｆｉｇ．5 Ｓｕｒｆａｃｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｃｕｒｖｅｓｏｆｓｌａｂｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｐａｔｔｅｒｎｓ 攀钢 1 ＃铸机为两机两流以一流为对比流采 用原二冷模式冷却以二流为实验流采用优化后的 二冷模式冷却．实验在角部横裂纹发生率相对较高 的 1250ｍｍ断面铸坯上进行实验钢种为 Ｑ345Ｂ 拉速恒定为 1∙0ｍ·ｍｉｎ －1．实验后对铸坯取样进行 热酸洗并切取铸坯角部试样进行金相观察得到的 结果如图 6和图 7所示．从图 6（ａ）可以看出采用 原二冷模式冷却时铸坯角部存在角部横裂纹伴随 有少量微裂纹如图中白色圆圈所示．从图 6（ｂ）可 以看出采用优化后的二冷模式冷却时实验流铸坯 角部没有出现任何裂纹．从图 7（ａ）的金相观察结 果可以看出原二冷模式下铸坯角部铁素体晶粒粗 大沿奥氏体晶界存在膜状先共析铁素体如图中白 色箭头所示．从图 7（ｂ）可以看出采用优化后的二 ·299·
,300 北京科技大学学报 第33卷 冷模式后，铸坯角部表层3mm内的组织铁素体晶粒 到奥氏体晶界析出便原位析出；随后的回热过程中， 细小、均匀，消除了沿奥氏体晶界的膜状先共析铁素 铁素体又转变为奥氏体，而先期弥散析出的微合金 体.优化后的二冷模式下，铸坯出结晶器后快速冷 碳氮化物、硫化物在此回热过程中由于温度较低不 却，随冷却速度增大，固态相变过冷度增大，溶质原 发生溶解，当铸坯冷却时作为铁素体的形核质点，促 子的扩散系数下降，先共析铁素体的析出行为受到 进铁素体在奥氏体晶界和晶内同时析出，细化了铁 抑制，同时钢中微合金碳氨化物、硫化物来不及迁移 素体晶粒 Icm 图6铸坯角部质量，()原二冷模式冷却；(b)优化后二冷模式冷却 Fig 6 Comer quality of shbs (a)ol secondary cooling pattem (b)optin ized secondary coolng pattem 50m 50 um 图7铸坯角部表层微观组织.(a)原二冷模式冷却：(b)优化后二冷模式冷却 Fig 7 Comer surface micmstnichure of slabs (a)ol secondary cooling pattem (b)optim ized secondary cooling pattem 题，提出了适合攀钢1铸机表层微观组织控制的具 4结论 体二冷模式，通过优化二冷模式，铸坯角部表层 (1)攀钢同一喷嘴布置方式浇注200mm× 3mm内铁素体晶粒被细化，膜状先共析铁素体被消 (1000~1300)mm不同断面板坯时，不同断面角部 除，生产得到无角部横裂纹的铸坯 受到的水流密度大小不同，导致铸坯角部冷却强弱 不同.11601080和1250mm三个断面板坯角部冷 参考文献 却较强，1000mm断面铸坯冷却强度次之，而 1300mm断面板坯角部冷却较缓慢， [1]Mntz B.Abushosha R.Infhience of vanadim on the hot ductility (2)对于11601080和1250mm三个断面尺 of steel Irommaking Stcemaking 1993 20(6):445 寸铸坯，较强的冷却使角部温度较早低于A3温度， [2]Wen G H.Tang P.Han ZW,et al Infhience of nozzle arrange- ment in secondary cooling zone on slab quality cast on 1930 slab 矫直前沿奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体， caster at Baosteel Imon Steel 2003.38(1):22 矫直时容易沿奥氏体晶界形成角部横裂纹， (文光华，唐萍，韩志伟，等.宝钢1930板坯铸机二冷喷嘴布置 1300mm断面尺寸铸坯，矫直前未沿奥氏体晶界形 方式对铸坯质量的影响.钢铁，200338(1)：22) 成膜状铁素体，铸坯裂纹敏感性减轻.1000mm断 [3]M intz B The infhuence of composition on the hot ductility of steels 面尺寸铸坯，矫直前铁素体晶粒在奥氏体晶界形核、 and to the pmobkm of transverse eracking I Int 1999 39 长大，但未连成膜状或未沿奥氏体晶界连接成网，因 (9):833 [4]Harada S Tanaka S M ismiH.et al Fomation mechanim of 此裂纹敏感性高于1300mm断面铸坯，而较 transverse cracks on CC slab surface ISIJ Int 1990.30(4):310 1160mm断面铸坯的裂纹发生率低 [5]Sui Y H.Zhao C L CaiK K.etal Researh of cause of surface (3)为解决同一喷嘴布置方式浇注不同断面尺 nehvork cmakes on continuous casting slabs China Metall 2008 寸铸坯时中间断面尺寸铸坯易产生角部横裂纹的问 18(4):15
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 冷模式后铸坯角部表层3ｍｍ内的组织铁素体晶粒 细小、均匀消除了沿奥氏体晶界的膜状先共析铁素 体．优化后的二冷模式下铸坯出结晶器后快速冷 却随冷却速度增大固态相变过冷度增大溶质原 子的扩散系数下降先共析铁素体的析出行为受到 抑制同时钢中微合金碳氮化物、硫化物来不及迁移 到奥氏体晶界析出便原位析出；随后的回热过程中 铁素体又转变为奥氏体而先期弥散析出的微合金 碳氮化物、硫化物在此回热过程中由于温度较低不 发生溶解当铸坯冷却时作为铁素体的形核质点促 进铁素体在奥氏体晶界和晶内同时析出细化了铁 素体晶粒． 图 6 铸坯角部质量．（ａ） 原二冷模式冷却；（ｂ） 优化后二冷模式冷却 Ｆｉｇ．6 Ｃｏｒｎｅｒｑｕａｌｉｔｙｏｆｓｌａｂｓ：（ａ） ｏｌｄｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｐａｔｔｅｒｎ；（ｂ） ｏｐｔｉｍｉｚｅｄｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｐａｔｔｅｒｎ 图 7 铸坯角部表层微观组织．（ａ） 原二冷模式冷却；（ｂ） 优化后二冷模式冷却 Ｆｉｇ．7 Ｃｏｒｎｅｒｓｕｒｆａｃｅｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｓｌａｂｓ：（ａ） ｏｌｄｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｐａｔｔｅｒｎ；（ｂ） ｏｐｔｉｍｉｚｅｄｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｐａｔｔｅｒｎ 4 结论 （1） 攀钢同一喷嘴布置方式浇注 200ｍｍ× （1000～1300）ｍｍ不同断面板坯时不同断面角部 受到的水流密度大小不同导致铸坯角部冷却强弱 不同．1160、1080和 1250ｍｍ三个断面板坯角部冷 却较 强1000ｍｍ 断 面 铸 坯 冷 却 强 度 次 之而 1300ｍｍ断面板坯角部冷却较缓慢． （2） 对于 1160、1080和 1250ｍｍ三个断面尺 寸铸坯较强的冷却使角部温度较早低于 Ａ3 温度 矫直前沿奥氏体晶界形成大量膜状先共析铁素体 矫直 时 容 易 沿 奥 氏 体 晶 界 形 成 角 部 横 裂 纹． 1300ｍｍ断面尺寸铸坯矫直前未沿奥氏体晶界形 成膜状铁素体铸坯裂纹敏感性减轻．1000ｍｍ断 面尺寸铸坯矫直前铁素体晶粒在奥氏体晶界形核、 长大但未连成膜状或未沿奥氏体晶界连接成网因 此裂 纹 敏 感 性 高 于 1300ｍｍ 断 面 铸 坯而 较 1160ｍｍ断面铸坯的裂纹发生率低． （3） 为解决同一喷嘴布置方式浇注不同断面尺 寸铸坯时中间断面尺寸铸坯易产生角部横裂纹的问 题提出了适合攀钢 1 ＃铸机表层微观组织控制的具 体二冷模式通过优化二冷模式铸坯角部表层 3ｍｍ内铁素体晶粒被细化膜状先共析铁素体被消 除生产得到无角部横裂纹的铸坯． 参 考 文 献 ［1］ ＭｉｎｔｚＢＡｂｕｓｈｏｓｈａＲ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｎａｄｉｕｍｏｎｔｈｅｈｏｔｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆｓｔｅｅｌ．ＩｒｏｎｍａｋｉｎｇＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ199320（6）：445 ［2］ ＷｅｎＧＨＴａｎｇＰＨａｎＺＷｅｔａｌ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｎｏｚｚｌｅａｒｒａｎｇｅ- ｍｅｎｔｉｎｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｏｌｉｎｇｚｏｎｅｏｎｓｌａｂｑｕａｌｉｔｙｃａｓｔｏｎ1930ｓｌａｂ ｃａｓｔｅｒａｔＢａｏｓｔｅｅｌ．ＩｒｏｎＳｔｅｅｌ200338（1）：22 （文光华唐萍韩志伟等．宝钢 1930板坯铸机二冷喷嘴布置 方式对铸坯质量的影响．钢铁200338（1）：22） ［3］ ＭｉｎｔｚＢ．Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｎｔｈｅｈｏｔｄｕｃｔｉｌｉｔｙｏｆｓｔｅｅｌｓ ａｎｄｔｏｔｈｅｐｒｏｂｌｅｍ ｏｆｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｉｎｇ．ＩＳＩＪＩｎｔ199939 （9）：833 ［4］ ＨａｒａｄａＳＴａｎａｋａＳＭｉｓｕｍｉＨｅｔａｌ．Ｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｓｏｎＣＣｓｌａｂｓｕｒｆａｃｅ．ＩＳＩＪＩｎｔ199030（4）：310 ［5］ ＳｕｉＹＨＺｈａｏＣＬＣａｉＫＫｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｃａｕｓｅｏｆｓｕｒｆａｃｅ ｎｅｔｗｏｒｋｃｒａｋｅｓｏｎｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｃａｓｔｉｎｇｓｌａｂｓ．ＣｈｉｎａＭｅｔａｌｌ2008 18（4）：15 ·300·
第3期 李菊艳等：攀钢板坯连铸机不同断面铸还角部横裂纹分析 ,301. (孙彦辉，赵长亮，蔡开科，等.连铸板坯表层树状裂纹的成因 (肖锋，徐楚韶，赵克文，等.600~1200℃温度范围内含钒低合 研究.中国冶金，200818(4)：15) 金钢高温热塑性影响因素的研究钢铁钒钛，199819(2)：1) [6]Ma F J W en G H.Tang B et al Effect of cooling rate on the [9]AndnwsK W.Empirical fomula for the calculation of same trans slab surface m icmostructure ofm icmalboyed steel containing Nb and fomation temperatures J Iron Steel Inst 1965.203(7):721 Ti JUniv SciTechnol Beijing 2009 31(9):1116 [10]Hou H R.Process in research of ferrite gran refinement for low (马范军，文光华，唐萍，等.冷却速度对含铌、钛微合金钢铸坯 allyed steel Imon Steel 1999,34(5):71 表层微观组织结构的影响·北京科技大学学报，200931(9)： (侯豁然·关于细化低合金钢铁素体晶粒的研究进展.钢铁， 1116) 199934(5).71) [7]Liu X Y,Xu Z B.W ang X H,et al Hot ductility of vanadim [11]W ang X H.W ang W J Lu X Y.Study on transverse comer m icmalloy steelCC slab Imon Steel 2000 35(1):51 erack ing occurrence prevention of the Nb V and Tim icmalbying (刘新宇，许中波，王新华，等.含钒微合金钢连铸坯高温塑性 steelCC slabs Imon Steel 1998 33(1):22 的研究.钢铁，200035(1)：51) (任新华，王文军，刘新宇.诚少含铌、钒、钛微合金化钢连铸 [8]Xiao F Xu C S Zhao K W.et al Factors infuencing high tem- 板坯角横裂纹的研究.钢铁，199833(1)：22) perature themoplasticity of low alloy vanadim steel at tempera [12]Kato T lto Y,Kawamoto M,et al Prevention of slab surface tures manging frm 600 to 1200C.Iron Steel Vanadim Titanim. transverse cmacking by m icrostncture control SIJ Int 2003 43 199819(2):1 (11):1742
第 3期 李菊艳等： 攀钢板坯连铸机不同断面铸坯角部横裂纹分析 （孙彦辉赵长亮蔡开科等．连铸板坯表层网状裂纹的成因 研究．中国冶金200818（4）：15） ［6］ ＭａＦＪＷｅｎＧＨＴａｎｇＰｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｏｌｉｎｇｒａｔｅｏｎｔｈｅ ｓｌａｂｓｕｒｆａｃｅｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｍｉｃｒｏａｌｌｏｙｅｄｓｔｅｅｌｃｏｎｔａｉｎｉｎｇＮｂａｎｄ Ｔｉ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ200931（9）：1116 （马范军文光华唐萍等．冷却速度对含铌、钛微合金钢铸坯 表层微观组织结构的影响．北京科技大学学报200931（9）： 1116） ［7］ ＬｉｕＸＹＸｕＺＢＷａｎｇＸＨｅｔａｌ．Ｈｏｔｄｕｃｔｉｌｉｔｙｏｆｖａｎａｄｉｕｍ ｍｉｃｒｏａｌｌｏｙｓｔｅｅｌＣＣｓｌａｂ．ＩｒｏｎＳｔｅｅｌ200035（1）：51 （刘新宇许中波王新华等．含钒微合金钢连铸坯高温塑性 的研究．钢铁200035（1）：51） ［8］ ＸｉａｏＦＸｕＣＳＺｈａｏＫＷｅｔａｌ．Ｆａｃｔｏｒｓｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｈｉｇｈｔｅｍ- ｐｅｒａｔｕｒｅｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃｉｔｙｏｆｌｏｗａｌｌｏｙｖａｎａｄｉｕｍ ｓｔｅｅｌａｔｔｅｍｐｅｒａ- ｔｕｒｅｓｒａｎｇｉｎｇｆｒｏｍ600ｔｏ1200℃．ＩｒｏｎＳｔｅｅｌＶａｎａｄｉｕｍＴｉｔａｎｉｕｍ 199819（2）：1 （肖锋徐楚韶赵克文等．600～1200℃温度范围内含钒低合 金钢高温热塑性影响因素的研究．钢铁钒钛199819（2）：1） ［9］ ＡｎｄｒｅｗｓＫＷ．Ｅｍｐｉｒｉｃａｌｆｏｒｍｕｌａｆｏｒｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｓａｍｅｔｒａｎｓ- ｆｏｒｍａｔｉｏｎｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ．ＪＩｒｏｎＳｔｅｅｌＩｎｓｔ1965203（7）：721 ［10］ ＨｏｕＨＲ．Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｆｅｒｒｉｔｅｇｒａｉｎｒｅｆｉｎｅｍｅｎｔｆｏｒｌｏｗ ａｌｌｏｙｅｄｓｔｅｅｌ．ＩｒｏｎＳｔｅｅｌ199934（5）：71 （侯豁然．关于细化低合金钢铁素体晶粒的研究进展．钢铁 199934（5）：71） ［11］ ＷａｎｇＸＨＷａｎｇＷ ＪＬｉｕＸＹ．Ｓｔｕｄｙｏｎｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｏｒｎｅｒ ｃｒａｃｋｉｎｇｏｃｃｕｒｒｅｎｃｅｐｒｅｖｅｎｔｉｏｎｏｆｔｈｅＮｂＶａｎｄＴｉｍｉｃｒｏａｌｌｏｙｉｎｇ ｓｔｅｅｌＣＣｓｌａｂｓ．ＩｒｏｎＳｔｅｅｌ199833（1）：22 （王新华王文军刘新宇．减少含铌、钒、钛微合金化钢连铸 板坯角横裂纹的研究．钢铁199833（1）：22） ［12］ ＫａｔｏＴＩｔｏＹＫａｗａｍｏｔｏＭｅｔａｌ．Ｐｒｅｖｅｎｔｉｏｎｏｆｓｌａｂｓｕｒｆａｃｅ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｃｒａｃｋｉｎｇｂｙｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｎｔｒｏｌ．ＩＳＩＪＩｎｔ200343 （11）：1742 ·301·
