高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物

工程科学学报，第38卷，第3期：342-350,2016年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.3:342-350,March 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.03.007:http://journals.ustb.edu.cn 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 苑 鹏区，王新华”，姜敏2》，冀云卿”，王万军 1)首钢技术研究院薄板研究所，北京1000432)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:shandongyuanpeng(@163.com 摘要针对高拉速板坯连铸生产的低碳铝镇静钢铸坯，采用As即x自动扫描电镜对铸坯表层夹杂物进行大面积的扫描分 析，得到不同拉速下夹杂物的变化规律，并探究流场和S含量对夹杂物分布的影响.结果表明：随着拉速增大，钩状坯壳的深 度和长度逐渐减小.对拉速大于2m~min的铸坯，由于钩状坯壳不是很发达，铸坯表层没有发现大于200μm的夹杂物.铸 坯表层尺寸介于50-200μm的夹杂物主要是由凝固坯壳所捕获，而夹杂物在凝固前沿的受力决定了夹杂物的捕获行为.随 着拉速提高，凝固前沿的钢液流速增加，随着冲刷力的增加、捕获力的减少，夹杂物被捕获的数量减少.在高拉速连铸下，如 果钢液中S含量较大，夹杂物受到明显的温度Marangoni力，会更容易被凝固坯壳捕获. 关键词低碳钢：连铸：板坯：夹杂物 分类号T777.1 Inclusions in low carbon aluminum killed steel slabs at high casting speed YUAN Peng,WANG Xin-hua?,JIANG Min2,JI Yun-qing,WANG Wan-jun2) 1)Sheet Metal Research Institute,Shougang Research Institute of Technology,Beijing 100043,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:shandongyuanpeng@163.com ABSTRACT Inclusions in the surface of low carbon aluminum killed steel slabs cast at high casting speed were analyzed by Aspex automated scanning electron microscopy in a large area.The changes in number and size of inclusions were tested at different casting speeds,and the influence of flow fields and sulfur content on the distribution of inclusions was explained in detail.It is found that when the casting speed increases,the depth and length of hooks decrease.Hooks in the slab subsurface is not obvious when the cast- ing speed larger than 2mmin,so inclusions larger than 200um cannot be found in the slab surface.Inclusions with the size of 50- 200 um in the slab surface are mainly entrapped by the solidified shell,and the entrapment of inclusions is influenced by forces acting on inclusions at the solidifying front.The flow velocity of molten steel increases due to increasing casting speed,then the washing force becomes large and the entrapping force becomes small,and therefore the number of entrapped inclusions decreases.If the sulfur con- tent in the steel is high at high casting speed,inclusions will be easily entrapped by the solidified shell due to the thermal Marangoni force acting on inclusions obviously. KEY WORDS low carbon steel:continuous casting;slabs:inclusions 为提高生产率和降低能源消耗，日本的很多钢厂 铸会增大结晶器流股的冲击强度，进而引起液面波动 实现了常规板坯的高拉速连铸，新日铁住金的名古屋 剧烈，导致保护渣的卷入.近年来，随着电磁制动技术 制铁厂、神户制钢的加古川制铁厂的部分铸机在生产的开发，高拉速连铸引起的结晶器液面波动得到有效 低碳、超低碳钢铸坯时的拉速均达到2.0m·min,其 抑制，卷渣不再是限制因素，此时脱氧后氧化铝不断碰 中JFE的福山厂更是达到2.5mmin1m.高拉速连 撞、聚集而形成的大尺寸簇群状氧化铝夹杂成为影响 收稿日期：20150208

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期: 342--350，2016 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 3: 342--350，March 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 03． 007; http: / /journals． ustb． edu． cn 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 苑 鹏1) ，王新华2) ，姜 敏2) ，冀云卿2) ，王万军2) 1) 首钢技术研究院薄板研究所，北京 100043 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: shandongyuanpeng@ 163． com 摘 要 针对高拉速板坯连铸生产的低碳铝镇静钢铸坯，采用 Aspex 自动扫描电镜对铸坯表层夹杂物进行大面积的扫描分 析，得到不同拉速下夹杂物的变化规律，并探究流场和 S 含量对夹杂物分布的影响． 结果表明: 随着拉速增大，钩状坯壳的深 度和长度逐渐减小． 对拉速大于 2 m·min － 1 的铸坯，由于钩状坯壳不是很发达，铸坯表层没有发现大于 200 μm 的夹杂物． 铸 坯表层尺寸介于 50 ～ 200 μm 的夹杂物主要是由凝固坯壳所捕获，而夹杂物在凝固前沿的受力决定了夹杂物的捕获行为． 随 着拉速提高，凝固前沿的钢液流速增加，随着冲刷力的增加、捕获力的减少，夹杂物被捕获的数量减少． 在高拉速连铸下，如 果钢液中 S 含量较大，夹杂物受到明显的温度 Marangoni 力，会更容易被凝固坯壳捕获． 关键词 低碳钢; 连铸; 板坯; 夹杂物 分类号 TF777. 1 Inclusions in low carbon aluminum killed steel slabs at high casting speed YUAN Peng1)  ，WANG Xin-hua2) ，JIANG Min2) ，JI Yun-qing2) ，WANG Wan-jun2) 1) Sheet Metal Ｒesearch Institute，Shougang Ｒesearch Institute of Technology，Beijing 100043，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: shandongyuanpeng@ 163． com ABSTＲACT Inclusions in the surface of low carbon aluminum killed steel slabs cast at high casting speed were analyzed by Aspex automated scanning electron microscopy in a large area． The changes in number and size of inclusions were tested at different casting speeds，and the influence of flow fields and sulfur content on the distribution of inclusions was explained in detail． It is found that when the casting speed increases，the depth and length of hooks decrease． Hooks in the slab subsurface is not obvious when the cast￾ing speed larger than 2 m·min － 1 ，so inclusions larger than 200 μm cannot be found in the slab surface． Inclusions with the size of 50-- 200 μm in the slab surface are mainly entrapped by the solidified shell，and the entrapment of inclusions is influenced by forces acting on inclusions at the solidifying front． The flow velocity of molten steel increases due to increasing casting speed，then the washing force becomes large and the entrapping force becomes small，and therefore the number of entrapped inclusions decreases． If the sulfur con￾tent in the steel is high at high casting speed，inclusions will be easily entrapped by the solidified shell due to the thermal Marangoni force acting on inclusions obviously． KEY WOＲDS low carbon steel; continuous casting; slabs; inclusions 收稿日期: 2015--02--08 为提高生产率和降低能源消耗，日本的很多钢厂 实现了常规板坯的高拉速连铸，新日铁住金的名古屋 制铁厂、神户制钢的加古川制铁厂的部分铸机在生产 低碳、超低碳钢铸坯时的拉速均达到 2. 0 m·min － 1 ，其 中 JFE 的福山厂更是达到 2. 5 m·min － 1［1］． 高拉速连 铸会增大结晶器流股的冲击强度，进而引起液面波动 剧烈，导致保护渣的卷入． 近年来，随着电磁制动技术 的开发，高拉速连铸引起的结晶器液面波动得到有效 抑制，卷渣不再是限制因素，此时脱氧后氧化铝不断碰 撞、聚集而形成的大尺寸簇群状氧化铝夹杂成为影响

苑鹏等：高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 ·343· 铸坯洁净度的主要原因 转坯宽度方向 低碳铝镇静钢所生产的深冲冷轧薄板广泛用于汽 车、家电等制品，对表面品质的要求很高.钢中大尺寸 宽面（内通侧） 的非金属夹杂物是造成此类钢种表面缺陷的主要原 子子多多 因，而分布在铸坯表层的大尺寸夹杂物对其表面质量 宽度中心处 窄面 4 的危害尤为严重.基于此，本实验分析不同拉速下低 碳铝镇静钢铸坯表层夹杂物的数量变化规律，并通过 外弧侧 研究夹杂物在凝固前沿的捕获行为来解释夹杂物在铸 图1铸坯取样示意图 坯表层的分布，为进一步改善铸坯表层的洁净度提供 Fig.I Schematic illustration of the sampling locations 理论支持 保证结果准确无误，利用Aspex自带的“再定位(relo- 1实验方法 cate)”的方法进行人工检查 实验铸坯取自首钢京唐公司3铸机正常浇注时 1.2铸坯皮下钩状坯壳 所生产的低碳铝镇静钢铸坯.表1是不同铸坯试样化 为探究铸坯皮下钩状坯壳组织对夹杂物捕获的影 学成分，表2是其浇注参数.通过研究不同拉速下铸 响，本文对不同拉速下铸坯的钩状坯壳组织进行详细 坯表层的夹杂物，来讨论拉速提高后铸坯洁净度的变 地研究.试样尺寸为50mm×10mm×10mm,对垂直于 化及原因.本实验所取铸坯对应拉速分别为1.8、2.0、 铸坯表层的纵截面细磨和抛光，用饱和的苦味酸溶液 2.3和2.5mmin.对常规板坯而言，2.0mmim以 进行侵蚀，然后在光学显微镜下观测 下属于常规拉速，高于2.0mmin即属于高拉速. 1.3结晶器内钢液流动的测量 取样示意图如图1所示，在每块铸坯表层宽度方 为探究钢液流动对夹杂物捕获的影响，本实验对 向上每隔1/8取一块状试样即每块铸坯表层取7块 凝固坯壳前沿的钢液流速进行测算.Okano等网研究 试样. 发现，根据枝晶的偏转角度可以测算出对应结晶器中 表1实验所用低碳铝镇静钢的化学成分（质量分数） 钢液流速.铸坯试样尺寸为25mm×25mm×15mm,将 Table 1 Chemical composition of low carbon aluminum killed steel for 垂直于表层的横截面进行细磨和抛光，用饱和的苦味 test 酸溶液侵蚀，然后在光学显微镜下观测并记录照片，用 铸坯编号C Si Mn P Als 角度测量软件对枝晶的偏转角度进行准确地测量，再 A 0.02 0.02 0.220.0100.005 0.020 根据Okao等提出的钢液流速计算公式计算凝固前沿 B 0.04 0.01 0.32 0.0130.0070.036 的钢液流速四： C 0.03 0.010.220.0100.0100.028 lnm=9+9.73nf+33.7 1.45lnf+12.5,<50cms.(1) 0.040.01 0.210.0110.007 0.045 式中：0为枝晶偏角，()；f为凝固速率，cms:为 表2铸坯试样对应的浇注参数 钢液流速，cm·s.在不使用结晶器内电磁搅拌(M一 Table 2 Casting parameters of the slab samples EMS)的情况下，凝固前沿的钢液流速很难达到50 铸坯拉速/宽度/结品器结品器振FC线圈 cmsl 编号(mmin)mm 振频/z幅/mm结品器电流/A 2 实验结果及讨论 A 1.8 10003.62 3 开启 665 2.0 1000 3.95 3 开启 665 2.1夹杂物的形貌与分类 C 2.3 1050 4.45 3 开启 665 实验发现，在稳态浇注条件下所生产的低碳铝镇 D 2.5 10004.78 3 开启 665 静钢铸坯中，尺寸大于20m的夹杂物主要分为2种 类型：簇群状的氧化铝夹杂物：气泡+簇群状氧化铝型 1.1铸坯表层夹杂物 夹杂物，并没有发现保护渣夹杂物.这是因为当拉速 试样尺寸为70mm×50mm×30mm,由于试样较 达到1.8mmim及以上时，电磁制动(FC结晶器)开 大，需要使用自动磨样机进行制样.首先磨掉表层的 启，这样结晶器内的液面波动得到有效抑制，保护渣卷 氧化铁皮，之后进行细磨和抛光，然后使用Aspex自动 入的概率大大降低 扫描电镜对直径在20m以上的夹杂物进行自动扫 图2是簇群状氧化铝夹杂物的典型形貌.图3是 描，每块试样的扫描面积约为2000mm2,因此每块铸坯 簇群状氧化铝夹杂物的能谱面扫描图.图4是气泡+ 表层夹杂物的检测面积达到14000m2.扫描结束后为 簇群状氧化铝型夹杂物的典型形貌和能谱面扫描图

苑 鹏等: 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 铸坯洁净度的主要原因． 低碳铝镇静钢所生产的深冲冷轧薄板广泛用于汽 车、家电等制品，对表面品质的要求很高． 钢中大尺寸 的非金属夹杂物是造成此类钢种表面缺陷的主要原 因，而分布在铸坯表层的大尺寸夹杂物对其表面质量 的危害尤为严重． 基于此，本实验分析不同拉速下低 碳铝镇静钢铸坯表层夹杂物的数量变化规律，并通过 研究夹杂物在凝固前沿的捕获行为来解释夹杂物在铸 坯表层的分布，为进一步改善铸坯表层的洁净度提供 理论支持． 1 实验方法 实验铸坯取自首钢京唐公司 3# 铸机正常浇注时 所生产的低碳铝镇静钢铸坯． 表 1 是不同铸坯试样化 学成分，表 2 是其浇注参数． 通过研究不同拉速下铸 坯表层的夹杂物，来讨论拉速提高后铸坯洁净度的变 化及原因． 本实验所取铸坯对应拉速分别为 1. 8、2. 0、 2. 3 和 2. 5 m·min － 1 ． 对常规板坯而言，2. 0 m·min － 1 以 下属于常规拉速，高于 2. 0 m·min － 1 即属于高拉速． 取样示意图如图 1 所示，在每块铸坯表层宽度方 向上每隔 1 /8 取一块状试样即每块铸坯表层取 7 块 试样． 表 1 实验所用低碳铝镇静钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of low carbon aluminum killed steel for test % 铸坯编号 C Si Mn P S Als A 0. 02 0. 02 0. 22 0. 010 0. 005 0. 020 B 0. 04 0. 01 0. 32 0. 013 0. 007 0. 036 C 0. 03 0. 01 0. 22 0. 010 0. 010 0. 028 D 0. 04 0. 01 0. 21 0. 011 0. 007 0. 045 表 2 铸坯试样对应的浇注参数 Table 2 Casting parameters of the slab samples 铸坯 编号 拉速/ ( m·min － 1 ) 宽度/ mm 结晶器 振频/Hz 结晶器振 幅/mm FC 结晶器 线圈 电流/A A 1. 8 1000 3. 62 3 开启 665 B 2. 0 1000 3. 95 3 开启 665 C 2. 3 1050 4. 45 3 开启 665 D 2. 5 1000 4. 78 3 开启 665 1. 1 铸坯表层夹杂物 试样尺寸为 70 mm × 50 mm × 30 mm，由于试样较 大，需要使用自动磨样机进行制样． 首先磨掉表层的 氧化铁皮，之后进行细磨和抛光，然后使用 Aspex 自动 扫描电镜对直径在 20 μm 以上的夹杂物进行自动扫 描，每块试样的扫描面积约为 2000 mm2 ，因此每块铸坯 表层夹杂物的检测面积达到 14000 m2 ． 扫描结束后为 图 1 铸坯取样示意图 Fig． 1 Schematic illustration of the sampling locations 保证结果准确无误，利用 Aspex 自带的“再定位( relo￾cate) ”的方法进行人工检查． 1. 2 铸坯皮下钩状坯壳 为探究铸坯皮下钩状坯壳组织对夹杂物捕获的影 响，本文对不同拉速下铸坯的钩状坯壳组织进行详细 地研究． 试样尺寸为 50 mm × 10 mm × 10 mm，对垂直于 铸坯表层的纵截面细磨和抛光，用饱和的苦味酸溶液 进行侵蚀，然后在光学显微镜下观测． 1. 3 结晶器内钢液流动的测量 为探究钢液流动对夹杂物捕获的影响，本实验对 凝固坯壳前沿的钢液流速进行测算． Okano 等［2］研究 发现，根据枝晶的偏转角度可以测算出对应结晶器中 钢液流速． 铸坯试样尺寸为 25 mm × 25 mm × 15 mm，将 垂直于表层的横截面进行细磨和抛光，用饱和的苦味 酸溶液侵蚀，然后在光学显微镜下观测并记录照片，用 角度测量软件对枝晶的偏转角度进行准确地测量，再 根据 Okano 等提出的钢液流速计算公式计算凝固前沿 的钢液流速［2］: ln v = θ + 9. 73ln f + 33. 7 1. 45ln f + 12. 5 ，v ＜ 50 cm·s － 1 ． ( 1) 式中: θ 为枝晶偏角，( °) ; f 为凝固速率，cm·s － 1 ; v 为 钢液流速，cm·s － 1 ． 在不使用结晶器内电磁搅拌( M-- EMS) 的情 况 下，凝 固 前 沿 的 钢 液 流 速 很 难 达 到 50 cm·s － 1 ． 2 实验结果及讨论 2. 1 夹杂物的形貌与分类 实验发现，在稳态浇注条件下所生产的低碳铝镇 静钢铸坯中，尺寸大于 20 μm 的夹杂物主要分为 2 种 类型: 簇群状的氧化铝夹杂物; 气泡 + 簇群状氧化铝型 夹杂物，并没有发现保护渣夹杂物． 这是因为当拉速 达到 1. 8 m·min － 1 及以上时，电磁制动( FC 结晶器) 开 启，这样结晶器内的液面波动得到有效抑制，保护渣卷 入的概率大大降低． 图 2 是簇群状氧化铝夹杂物的典型形貌． 图 3 是 簇群状氧化铝夹杂物的能谱面扫描图． 图 4 是气泡 + 簇群状氧化铝型夹杂物的典型形貌和能谱面扫描图． ·343·

·344· 工程科学学报，第38卷，第3期 a b d [e) 15m 18m 18 um 30 um 30m (g D 20m 20 jm 60m 50 um 50 jm 图2簇群状氧化铝夹杂的典型形貌 Fig.2 Typical morphologies of the cluster alumina inclusions 0 Fe 20m 图3簇群状氧化铝夹杂的能谱面扫描图 Fig.3 Elemental mapping of the cluster alumina inclusion Fe 20m 图4气泡+簇群状氧化铝型夹杂物的典型形貌和能谱面扫描图 Fig.4 Typical morphology and elemental mapping of the bubble+cluster alumina inclusion 簇群状的氧化铝夹杂物占所检测到的夹杂物总数的 100 ☐20-50um100-300m 90%以上：而气泡+簇群状的氧化铝型夹杂物的数量 ☑50-100wm☐>300山m 很少，不到10%.高拉速连铸所生产的低碳铝镇静钢 铸坯中夹杂物的种类和形貌与常规拉速下所生产的铸 坯相比几乎没有差别. 2.2夹杂物的尺寸分布 图5是低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物的尺寸分布. 无论是高拉速还是常规拉速下所生产的连铸坯，尺寸 在20~50um的夹杂物所占的数量最多，随着夹杂物 不 1.8 20 2.3 2.5 尺寸的增加，其所占的比例逐渐减小，并且发现拉速高 拉速m·min) 于2m'min的铸坯中没有发现尺寸在300μm以上的 图5夹杂物的尺寸分布 夹杂物. Fig.5 Size distribution of the inclusions 2.3铸坯皮下的钩状坯壳 超低碳或低碳钢的铸坯皮下很容易形成“钩状” 泡和非金属夹杂物，从而危害冷轧薄板的表面质 的凝固组织，即钩状坯壳.钩状坯壳很容易捕获气量.图6是钩状坯壳的典型形貌。定义钩状坯壳

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 图 2 簇群状氧化铝夹杂的典型形貌 Fig． 2 Typical morphologies of the cluster alumina inclusions 图 3 簇群状氧化铝夹杂的能谱面扫描图 Fig． 3 Elemental mapping of the cluster alumina inclusion 图 4 气泡 + 簇群状氧化铝型夹杂物的典型形貌和能谱面扫描图 Fig． 4 Typical morphology and elemental mapping of the bubble + cluster alumina inclusion 簇群状的氧化铝夹杂物占所检测到的夹杂物总数的 90% 以上; 而气泡 + 簇群状的氧化铝型夹杂物的数量 很少，不到 10% ． 高拉速连铸所生产的低碳铝镇静钢 铸坯中夹杂物的种类和形貌与常规拉速下所生产的铸 坯相比几乎没有差别． 2. 2 夹杂物的尺寸分布 图 5 是低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物的尺寸分布． 无论是高拉速还是常规拉速下所生产的连铸坯，尺寸 在 20 ～ 50 μm 的夹杂物所占的数量最多，随着夹杂物 尺寸的增加，其所占的比例逐渐减小，并且发现拉速高 于 2 m·min － 1 的铸坯中没有发现尺寸在 300 μm 以上的 夹杂物． 2. 3 铸坯皮下的钩状坯壳 超低碳或低碳钢的铸坯皮下很容易形成“钩状” 的凝固组织，即钩状坯壳［3--4］． 钩状坯壳很容易捕获气 图 5 夹杂物的尺寸分布 Fig． 5 Size distribution of the inclusions 泡和非 金 属 夹 杂 物，从 而 危 害 冷 轧 薄 板 的 表 面 质 量［4--5］． 图 6 是钩状坯壳的典型形貌． 定义钩状坯壳 ·344·

苑鹏等：高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 ·345· 尖端到铸坯表面的垂直距离为钩状坯壳的深度，钩状 4.0 坯壳尖端到钩状坯壳根部的直线距离为钩状坯壳的长 ☒钩状坯壳的平均深度 3.5 ☑钩状坯壳的平均长度 度.为了完全消除钩状坯壳和因其造成的表面缺陷， 需要对铸坯进行表面清理，而钩状坯壳的深度则决定 30 了表面清理的厚度.Sengupta、Thomas等-提出钩 状坯壳的形成机理，认为结晶器振动的负滑脱阶段弯 2.0 月面钢液的凝固和随后的溢流是形成钩状坯壳的原 1.5 因.这一机理很好地解释了前人的实验现象，因而认 1.0 同度较高。根据这一机理可知，弯月面钢液的凝固程 0. 度决定了铸坯皮下钩状坯壳的长度和深度. 1.8 2.0 2.3 2.5 拉速(m·min 图7钩状坯壳特征参数与拉速的关系 Fig.7 Relationship between hook characteristics and casting speed 400 ■ 且300 200 ◆ 0.7mm ◆ 图6钩状坯壳的典型形貌 Fig.6 Typical shape of the hook 1.71.81.92.02.12.2232.42.52.6 拉速mmin少 图7是不同拉速下铸坯皮下钩状坯壳深度和长度 的变化.随着拉速的提高，钩状坯壳的深度和长度呈 图8拉速与夹杂物最大尺寸的关系 Fig.8 Relationship between casting speed and inclusion maximum 减小趋势.这是因为拉速提高后，结晶器中钢液流动 diameter 明显加快，钢液携带更多热量到达弯月面附近，从而有 效抑制弯月面钢液的凝固，使得铸坯皮下钩状坯壳的 um.Awajiya、Deng等9-0研究发现，钩状坯壳对捕获 深度和长度明显小于正常拉速 尺寸大于200μm的夹杂物作用明显，而尺寸小于200 图8是铸坯拉速与表层夹杂物最大直径的关系 μm的夹杂物和钩状坯壳并不存在必然的关系. 拉速为l.8m'min时铸坯表层能够发现尺寸在300 图9为拉速1.8m'min对应的铸坯中尺寸在300 μm以上的夹杂物，而在拉速大于2.0m·min的高拉 μm以上的夹杂物的形貌.在低碳铝镇静钢铸坯中，这 速条件下，铸坯表层夹杂物的最大直径不超过200 种超大尺寸的夹杂物主要是簇群状氧化铝.精炼结束 (b) 家 150m 180um 图9铸坯中大尺寸簇群状氧化铝夹杂物 Fig.9 Large size cluster alumina inclusions in the slab

苑 鹏等: 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 尖端到铸坯表面的垂直距离为钩状坯壳的深度，钩状 坯壳尖端到钩状坯壳根部的直线距离为钩状坯壳的长 度． 为了完全消除钩状坯壳和因其造成的表面缺陷， 需要对铸坯进行表面清理，而钩状坯壳的深度则决定 了表面清理的厚度［5］． Sengupta、Thomas 等［6--8］提出钩 状坯壳的形成机理，认为结晶器振动的负滑脱阶段弯 月面钢液的凝固和随后的溢流是形成钩状坯壳的原 因． 这一机理很好地解释了前人的实验现象，因而认 同度较高． 根据这一机理可知，弯月面钢液的凝固程 度决定了铸坯皮下钩状坯壳的长度和深度． 图 6 钩状坯壳的典型形貌 Fig． 6 Typical shape of the hook 图 7 是不同拉速下铸坯皮下钩状坯壳深度和长度 的变化． 随着拉速的提高，钩状坯壳的深度和长度呈 减小趋势． 这是因为拉速提高后，结晶器中钢液流动 明显加快，钢液携带更多热量到达弯月面附近，从而有 效抑制弯月面钢液的凝固，使得铸坯皮下钩状坯壳的 深度和长度明显小于正常拉速． 图 9 铸坯中大尺寸簇群状氧化铝夹杂物 Fig． 9 Large size cluster alumina inclusions in the slab 图 8 是铸坯拉速与表层夹杂物最大直径的关系． 拉速为 1. 8 m·min － 1 时铸坯表层能够发现尺寸在 300 μm 以上的夹杂物，而在拉速大于 2. 0 m·min － 1 的高拉 速条件下，铸坯表层夹杂物的最大直径不超过 200 图 7 钩状坯壳特征参数与拉速的关系 Fig． 7 Ｒelationship between hook characteristics and casting speed 图 8 拉速与夹杂物最大尺寸的关系 Fig． 8 Ｒelationship between casting speed and inclusion maximum diameter μm． Awajiya、Deng 等［9--10］研究发现，钩状坯壳对捕获 尺寸大于 200 μm 的夹杂物作用明显，而尺寸小于 200 μm 的夹杂物和钩状坯壳并不存在必然的关系． 图 9 为拉速 1. 8 m·min － 1 对应的铸坯中尺寸在 300 μm 以上的夹杂物的形貌． 在低碳铝镇静钢铸坯中，这 种超大尺寸的夹杂物主要是簇群状氧化铝． 精炼结束 ·345·

·346· 工程科学学报，第38卷，第3期 后钢水中大尺寸夹杂物数量很少，但仍会残留少量大 力和浮力的作用从湍流区进入到凝固前沿的边界层区 尺寸夹杂物.浇注过程中受二次氧化的影响，簇群状 域，夹杂物在边界层的受力决定了此处夹杂物的运动 氧化铝夹杂物的数量增多，并且不断碰撞长大，从而形 行为，而夹杂物在凝固前沿的运动又会影响到夹杂物 成此类大尺寸夹杂物.此外，在浇注过程中，残余的 被凝固坯壳的推动/捕获.Miyake等圆在考虑钢液流 氧化铝夹杂不断地在浸入式水口堆积，在水口表面堆 动的情况下计算出结晶器中浓度边界层的大小.一般 积的簇群状氧化铝夹杂物受到强烈的钢液湍流剪切力 条件下，浓度边界层的厚度约为20μm:在使用电磁搅 的作用，周期性地从水口表面脱落，而进入到结晶器 拌(M-EMS)的情况下，钢液流速变大，此时浓度边界 中四.这些大尺寸的簇群状氧化铝夹杂物进入到结 层的厚度约为l0um.Toh等研究发现钢液流速也 晶器后很容易上浮去除，但是也容易被钩状坯壳捕获 会影响到速度边界层的厚度，一般情况下速度边界层 进而在铸坯表层聚集 的厚度为3mm,当钢液流速较大时速度边界层的厚度 文献D2]报道，危害深冲冷轧薄板表面质量的夹 将减小到1mm.Lee等计算发现，结晶器中温度边 杂物主要处于铸坯皮下10~20mm以内，也就是说铸 界层的厚度约为速度边界层的2倍.因此，到达凝固 坯皮下20mm以内的大尺寸夹杂物都有可能造成低碳 前沿的夹杂物首先由湍流区进入到凝固前沿的温度边 铝镇静钢深冲冷轧板的表面缺陷，但是受钩状坯壳的 界层，之后依次进入到速度边界层和浓度边界层，如图 影响，大尺寸夹杂物主要在位于铸坯表层附近网.当 l1所示.图中F,为夹杂物所受的温度Marangoni力， 拉速为l.8m'min时，钩状坯壳的深度和长度较大， F,为夹杂物所受的Saffman力，Fe为夹杂物所受的浓 所以很容易捕获到大于300um的夹杂物：而当拉速大 度Marangoni力. 于2m'min后，钩状坯壳变得不是很发达，因此在铸 坯表层没有发现尺寸在200μm以上的夹杂物.研究 发现，图9所示的大尺寸夹杂物的位置和钩状坯壳的 夹杂物 位置有很好的对应关系，这进一步证明Awajiya、Deng 等-0的研究结果 2.4凝固前沿夹杂物的受力情况 图10是铸坯拉速与表层夹杂物数量密度的关系. 除拉速为2.3m"minl的铸坯外，随着拉速的增加，铸 坯表层夹杂物的数量呈线性减小的趋势.由于钩状坯 壳只对捕获大于200m的夹杂物作用明显，因此这些 小于200um的夹杂物的数量密度是受凝固坯壳捕获 夹杂物的能力所决定的，而凝固坯壳对夹杂物的捕获 是由凝固前沿夹杂物的受力情况所决定 04 03 农度速度 温度 边界尽边界层边界层 图11凝固前沿夹杂物捕获的示意图 Fig.11 Schematic illustration of inclusion entrapment at the solidi- fied front 文献6-18]报道，凝固前沿的浓度梯度和温度 梯度均会引起表面张力的变化，此时处于边界层的夹 171.8 1.9 2.02.1222.3 2.4252.6 杂物会受到由表面张力梯度所引起的Marangoni力. 拉速(m·m) 此外，处于速度边界层的夹杂物还会受到由速度梯度 图10拉速与夹杂物数量密度的关系 所引起的Safman力s.1-0.图12为夹杂物在凝固前 Fig.10 Relationship between casting speed and inclusion number 沿的受力示意图.相对于竖直方向上的浮力来说，水 density 平方向上的Marangoni力和Saffman力会直接影响到夹 在结晶器凝固界面的前沿同时存在着浓度边界 杂物的捕获行为. 层、速度边界层和温度边界层，夹杂物或气泡受流股推 为了定量地分析夹杂物在凝固前沿所受的Ma-

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 后钢水中大尺寸夹杂物数量很少，但仍会残留少量大 尺寸夹杂物． 浇注过程中受二次氧化的影响，簇群状 氧化铝夹杂物的数量增多，并且不断碰撞长大，从而形 成此类大尺寸夹杂物［1］． 此外，在浇注过程中，残余的 氧化铝夹杂不断地在浸入式水口堆积，在水口表面堆 积的簇群状氧化铝夹杂物受到强烈的钢液湍流剪切力 的作用，周期性地从水口表面脱落，而进入到结晶器 中［11］． 这些大尺寸的簇群状氧化铝夹杂物进入到结 晶器后很容易上浮去除，但是也容易被钩状坯壳捕获 进而在铸坯表层聚集［9］． 文献［12］报道，危害深冲冷轧薄板表面质量的夹 杂物主要处于铸坯皮下 10 ～ 20 mm 以内，也就是说铸 坯皮下 20 mm 以内的大尺寸夹杂物都有可能造成低碳 铝镇静钢深冲冷轧板的表面缺陷，但是受钩状坯壳的 影响，大尺寸夹杂物主要在位于铸坯表层附近［9］． 当 拉速为 1. 8 m·min － 1 时，钩状坯壳的深度和长度较大， 所以很容易捕获到大于 300 μm 的夹杂物; 而当拉速大 于 2 m·min － 1 后，钩状坯壳变得不是很发达，因此在铸 坯表层没有发现尺寸在 200 μm 以上的夹杂物． 研究 发现，图 9 所示的大尺寸夹杂物的位置和钩状坯壳的 位置有很好的对应关系，这进一步证明 Awajiya、Deng 等［9--10］的研究结果． 2. 4 凝固前沿夹杂物的受力情况 图 10 是铸坯拉速与表层夹杂物数量密度的关系． 除拉速为 2. 3 m·min － 1 的铸坯外，随着拉速的增加，铸 坯表层夹杂物的数量呈线性减小的趋势． 由于钩状坯 壳只对捕获大于 200 μm 的夹杂物作用明显，因此这些 小于 200 μm 的夹杂物的数量密度是受凝固坯壳捕获 夹杂物的能力所决定的，而凝固坯壳对夹杂物的捕获 是由凝固前沿夹杂物的受力情况所决定． 图 10 拉速与夹杂物数量密度的关系 Fig． 10 Ｒelationship between casting speed and inclusion number density 在结晶器凝固界面的前沿同时存在着浓度边界 层、速度边界层和温度边界层，夹杂物或气泡受流股推 力和浮力的作用从湍流区进入到凝固前沿的边界层区 域，夹杂物在边界层的受力决定了此处夹杂物的运动 行为，而夹杂物在凝固前沿的运动又会影响到夹杂物 被凝固坯壳的推动/捕获． Miyake 等［13］在考虑钢液流 动的情况下计算出结晶器中浓度边界层的大小． 一般 条件下，浓度边界层的厚度约为 20 μm; 在使用电磁搅 拌( M--EMS) 的情况下，钢液流速变大，此时浓度边界 层的厚度约为 10 μm． Toh 等［14］研究发现钢液流速也 会影响到速度边界层的厚度，一般情况下速度边界层 的厚度为 3 mm，当钢液流速较大时速度边界层的厚度 将减小到 1 mm． Lee 等［15］计算发现，结晶器中温度边 界层的厚度约为速度边界层的 2 倍． 因此，到达凝固 前沿的夹杂物首先由湍流区进入到凝固前沿的温度边 界层，之后依次进入到速度边界层和浓度边界层，如图 11 所示． 图中 FT为夹杂物所受的温度 Marangoni 力， FU为夹杂物所受的 Saffman 力，FC为夹杂物所受的浓 度 Marangoni 力． 图 11 凝固前沿夹杂物捕获的示意图 Fig． 11 Schematic illustration of inclusion entrapment at the solidi￾fied front 文献［16--18］报道，凝固前沿的浓度梯度和温度 梯度均会引起表面张力的变化，此时处于边界层的夹 杂物会受到由表面张力梯度所引起的 Marangoni 力． 此外，处于速度边界层的夹杂物还会受到由速度梯度 所引起的 Saffman 力［13，18--20］． 图 12 为夹杂物在凝固前 沿的受力示意图． 相对于竖直方向上的浮力来说，水 平方向上的 Marangoni 力和 Saffman 力会直接影响到夹 杂物的捕获行为． 为了定量地分析夹杂物在凝固前沿所受的 Ma- ·346·

苑鹏等：高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 ·347 固/液界面0-平面) 地改善铸坯表层的洁净度，并称之为冲刷效应 浮力 图13是枝晶生长的金相图.根据式(1)，由枝晶 浓度梯度引起的 偏转角度可以测得对应结晶器中的钢液流速.图14 Marangom月 为不同拉速下由枝晶偏转测量出的钢液流速.由图可 ← 知，拉速越大，凝固前沿的钢液流速越大.随着钢液流 温度梯度引起的 速度梯度引起的 Marangoni力 Saffman力 速的增加、速度边界层的厚度减小，使速度边界层中的 速度梯度增大，进而导致夹杂物所受的Saffman力 浓度边并入 增大 温度边界层 速度边界层 图12凝固前沿夹杂物的受力示意图 Fig.12 Schematic illustration of forces acting on inclusions at the so- lidified front rangoni力和Saffman力的大小，Mukai和Lina提出 Marangoni力(F)的计算公式，如式(2)~式(4).同 时Toh等n提出Saffman力(F)的计算公式，如式 (5). 图13枝品生长的金相图 当2R>8时， Fig.13 Optical micrograph of dendrites F=-()K (R2-x2)dx. (2) 当2R<8时， 16 Fw=- 3TRK (3) K=do(C,D-「ag(c,m1dc dx L ac 8 ao(C.T)]4T=Ke+Kr ar (4) 是 F=6.48μ ouy R2 (5) ax 1.71.81.92.02.12.22.32.42.52.6 式中：R为夹杂物的半径，m;δ为边界层的厚度，m;K 拉速/(mmin少 为表面张力梯度，N·m2:x为夹杂物到凝固界面的垂 图14拉速与凝固坯壳前沿钢液流速的关系 直距离，m:o为表面张力，N·ml:C为溶质元素的质 Fig.14 Relationship between casting speed and steel flow velocity at 量分数：T为温度，K:4为黏度，N·sm2:v为运动黏 the solidified front 度，m2·s:4y为平行于凝固界面的速度分量，ms1. 图15是夹杂物所受的Saffman力与凝固前沿钢液 将浓度梯度引起的表面张力梯度力称为浓度Ma- 流速的关系.当钢液流速变大时，夹杂物所受的Saff- rangoni力，将温度梯度引起的表面张力梯度力称为温 man力明显增大. 度Marangoni力.由上面的式子可知，钢液溶质元素的 与此同时，钢液流速的增加还会导致浓度边界层 浓度、过热度、浓度边界层的厚度以及夹杂物的尺寸都 厚度的减小当浓度边界层减小时，夹杂物所受的浓 会影响到浓度Marangoni力的大小：同理，钢液中溶质 度Marangoni力也会降低.这是因为虽然浓度边界层 元素的浓度、过热度、温度边界层的厚度以及夹杂物的 的减小会导致浓度梯度的增大，但表面张力对夹杂物 尺寸则会影响到温度Marangoni力的大小；而夹杂物所 的有效作用面积会显著降低，因此浓度Marangoni力会 受的Saffman力主要受钢液流速和速度边界层厚度的 随着浓度边界层厚度的减小而降低.图16为不同浓 影响. 度边界层厚度下夹杂物所受的浓度Marangoni力.图 2.4.1钢液流动对夹杂物捕获的影响 中8为浓度边界层厚度，钢中[]为70×106 在高拉速连铸过程中，稳态浇注时最高拉速达到 因此，当拉速提高后，结晶器中初始凝固坯壳前沿 2.5mmin,与常规拉速相比，结晶器中钢液流速显 的钢液流动显著增强，夹杂物受到的Saffman力明显 著提高.据文献19,21-22]报道，钢液流动能够有效 增大，同时夹杂物所受的浓度Marangoni力减小，此时

苑 鹏等: 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 图 12 凝固前沿夹杂物的受力示意图 Fig． 12 Schematic illustration of forces acting on inclusions at the so￾lidified front rangoni 力 和 Saffman 力 的 大 小，Mukai 和 Lin ［16］ 提 出 Marangoni 力( FMa ) 的计算公式，如式( 2) ～ 式( 4) ． 同 时 Toh 等［14］ 提出 Saffman 力( Fμ ) 的计算公 式，如 式 ( 5) ． 当 2Ｒ ＞ δ 时， FMa ( = － 2π ) Ｒ K ∫ －Ｒ+δ －Ｒ ( Ｒ2 － x 2 ) dx． ( 2) 当 2Ｒ ＜ δ 时， FMa = － 8 3 πＲ2 K． ( 3) K = dσ( C，T) dx [ = σ( C，T)  ] C T dC dx [ + σ( C，T)  ] T C dT dx = KC + KT ． ( 4) Fμ = 6. 48μ·uY uY 槡X ·Ｒ2 槡υ ． ( 5) 式中: Ｒ 为夹杂物的半径，m; δ 为边界层的厚度，m; K 为表面张力梯度，N·m － 2 ; x 为夹杂物到凝固界面的垂 直距离，m; σ 为表面张力，N·m － 1 ; C 为溶质元素的质 量分数; T 为温度，K; μ 为黏度，N·s·m － 2 ; υ 为运动黏 度，m2 ·s － 1 ; uY为平行于凝固界面的速度分量，m·s － 1 ． 将浓度梯度引起的表面张力梯度力称为浓度 Ma￾rangoni 力，将温度梯度引起的表面张力梯度力称为温 度 Marangoni 力． 由上面的式子可知，钢液溶质元素的 浓度、过热度、浓度边界层的厚度以及夹杂物的尺寸都 会影响到浓度 Marangoni 力的大小; 同理，钢液中溶质 元素的浓度、过热度、温度边界层的厚度以及夹杂物的 尺寸则会影响到温度 Marangoni 力的大小; 而夹杂物所 受的 Saffman 力主要受钢液流速和速度边界层厚度的 影响． 2. 4. 1 钢液流动对夹杂物捕获的影响 在高拉速连铸过程中，稳态浇注时最高拉速达到 2. 5 m·min － 1 ，与常规拉速相比，结晶器中钢液流速显 著提高． 据文献［19，21--22］报道，钢液流动能够有效 地改善铸坯表层的洁净度，并称之为冲刷效应． 图 13 是枝晶生长的金相图． 根据式( 1) ，由枝晶 偏转角度可以测得对应结晶器中的钢液流速． 图 14 为不同拉速下由枝晶偏转测量出的钢液流速． 由图可 知，拉速越大，凝固前沿的钢液流速越大． 随着钢液流 速的增加、速度边界层的厚度减小，使速度边界层中的 速度梯 度 增 大，进而导致夹杂物所受的 Saffman 力 增大． 图 13 枝晶生长的金相图 Fig． 13 Optical micrograph of dendrites 图 14 拉速与凝固坯壳前沿钢液流速的关系 Fig． 14 Ｒelationship between casting speed and steel flow velocity at the solidified front 图 15 是夹杂物所受的 Saffman 力与凝固前沿钢液 流速的关系． 当钢液流速变大时，夹杂物所受的 Saff￾man 力明显增大． 与此同时，钢液流速的增加还会导致浓度边界层 厚度的减小． 当浓度边界层减小时，夹杂物所受的浓 度 Marangoni 力也会降低． 这是因为虽然浓度边界层 的减小会导致浓度梯度的增大，但表面张力对夹杂物 的有效作用面积会显著降低，因此浓度 Marangoni 力会 随着浓度边界层厚度的减小而降低． 图 16 为不同浓 度边界层厚度下夹杂物所受的浓度 Marangoni 力． 图 中 δc为浓度边界层厚度，钢中［S］为 70 × 10 － 6 ． 因此，当拉速提高后，结晶器中初始凝固坯壳前沿 的钢液流动显著增强，夹杂物受到的 Saffman 力明显 增大，同时夹杂物所受的浓度 Marangoni 力减小，此时 ·347·

·348· 工程科学学报，第38卷，第3期 10 min')中还发现很多由钩状坯壳捕获的较大尺寸的气 泡，如图17所示，而其他3块铸坯却未有此发现.这 8 是因为拉速为2.3mmin时所生产的铸坯中S质量 7 6 钢液流速：04m% 分数达到了100×106，明显高于平均水平(50× 106~70×10-6).Miyake等和Lee等的研究发 5 现，随着钢液中$含量的增加，对应冷轧薄板的缺陷率 3 呈明显增加的趋势，如图18所示. 2 钢液流速：0.1m·sl 5-m→ 200 400 60 800 1000 夹杂物直径μm 图15夹杂物所受的Saffman力与凝固前沿钢液流速的关系 Fig.15 Relationship between Saffman force and steel flow velocity at the solidified front -7 d=20um,钢液流速10m·* 6 5 0.6mm 图17铸坯C中钩状坯壳所捕获的气泡 -3 d=10um钢液流速40cm·s Fig.17 Bubbles entrapped by hooks in Slab C 。。。公m中票m=m中▣=中中 相对于其他元素，$元素对表面张力的影响最为 显著3.5-，虽然夹杂物的主要成分是氧化铝，但在氧 化铝的外圈存在少量$，说明夹杂物处于较为明显的S 200 400600 80 1000 夹杂物的直径um 浓度梯度之中，如图3和图4所示.随着钢液S的增 加，到达凝固前沿浓度边界层的夹杂物会受到较为强 图16夹杂物所受的浓度Marangoni力与凝固前沿钢液流速的 烈的浓度Marangoni力，浓度Marangoni力作用在夹杂 关系 物的表面并指向凝固界面，使夹杂物更容易被凝固坯 Fig.16 Relationship between solutal Marangoni force and steel flow velocity at the solidified front 壳捕获.图l9是夹杂物所受的浓度Marangoni力随钢 液中S]的变化规律，D为夹杂物直径.由图可以看 更有利于推动夹杂物离开凝固前沿而进入到钢液内部 出，随着钢液中[S]的增加，夹杂物所受的浓度Ma- 或上浮去除. rangoni力逐渐增大. 2.4.2钢液S含量对夹杂物捕获的影响 虽然夹杂物所受的浓度Marangoni力随钢液[S】 如图10所示，当拉速为2.3 m'min时，铸坯表层 的增加而递增，但是这种递增的趋势在[S]高于50× 夹杂物的数量不但不会减少，反而比拉速为1.8m· 106后变得不是很明显，当[S]达到100×106时对应 min时还要多.此外，实验时在铸坯C(拉速2.3m· 的浓度Marangoni力并没有比50×10-6时高出多少， 1.6 14- 0.8 1.0 ● 0.6 ● 0.4 02 02 0.0020.0040.006 0 0.008 5060708090100110120 [SV%e [10 图18钢中S含量与冷轧钢板表面缺陷数量的关系.(a)文献3]：(b)文献5] Fig.18 Relationship between S content in the steel and the number of defects on cold rolled sheets:(a)Ref.[13]:(b)Ref.15]

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 图 15 夹杂物所受的 Saffman 力与凝固前沿钢液流速的关系 Fig． 15 Ｒelationship between Saffman force and steel flow velocity at the solidified front 图 16 夹杂物所受的浓度 Marangoni 力与凝固前沿钢液流速的 关系 Fig． 16 Ｒelationship between solutal Marangoni force and steel flow velocity at the solidified front 更有利于推动夹杂物离开凝固前沿而进入到钢液内部 或上浮去除． 图 18 钢中 S 含量与冷轧钢板表面缺陷数量的关系 . ( a) 文献［13］; ( b) 文献［15］ Fig． 18 Ｒelationship between S content in the steel and the number of defects on cold rolled sheets: ( a) Ｒef. ［13］; ( b) Ｒef. ［15］ 2. 4. 2 钢液 S 含量对夹杂物捕获的影响 如图 10 所示，当拉速为 2. 3 m·min － 1 时，铸坯表层 夹杂物的数量不但不会减少，反而比拉速为 1. 8 m· min － 1 时还要多． 此外，实验时在铸坯 C ( 拉速 2. 3 m· min － 1 ) 中还发现很多由钩状坯壳捕获的较大尺寸的气 泡，如图 17 所示，而其他 3 块铸坯却未有此发现． 这 是因为拉速为 2. 3 m·min － 1 时所生产的铸坯中 S 质量 分数 达 到 了 100 × 10 － 6 ，明显高于平均水平 ( 50 × 10 － 6 ～ 70 × 10 － 6 ) ． Miyake 等［13］和 Lee 等［15］的研究发 现，随着钢液中 S 含量的增加，对应冷轧薄板的缺陷率 呈明显增加的趋势，如图 18 所示． 图 17 铸坯 C 中钩状坯壳所捕获的气泡 Fig． 17 Bubbles entrapped by hooks in Slab C 相对于其他元素，S 元素对表面张力的影响最为 显著［13，15--16］，虽然夹杂物的主要成分是氧化铝，但在氧 化铝的外圈存在少量 S，说明夹杂物处于较为明显的 S 浓度梯度之中，如图 3 和图 4 所示． 随着钢液 S 的增 加，到达凝固前沿浓度边界层的夹杂物会受到较为强 烈的浓度 Marangoni 力，浓度 Marangoni 力作用在夹杂 物的表面并指向凝固界面，使夹杂物更容易被凝固坯 壳捕获． 图 19 是夹杂物所受的浓度 Marangoni 力随钢 液中［S］的变化规律，D 为夹杂物直径． 由图可以看 出，随着钢液中［S］的增加，夹杂物所受的浓度 Ma￾rangoni 力逐渐增大． 虽然夹杂物所受的浓度 Marangoni 力随钢液［S］ 的增加而递增，但是这种递增的趋势在［S］高于 50 × 10 － 6 后变得不是很明显，当［S］达到 100 × 10 － 6 时对应 的浓度 Marangoni 力并没有比 50 × 10 － 6 时高出多少， ·348·

苑鹏等：高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 ·349· 6=20 um.D=2 mm 同时发现，当温度边界层厚度减小时，夹杂物所受 的温度Marangoni力会逐渐增大.在高拉速连铸条件 6=20 um.D=1 mm 下，钢液流动加快，使温度边界层厚度变薄，进而导致 夹杂物受到较为明显的温度Marangoni力.如果此时 不能将[S]控制在合理范围以下，夹杂物则很容易向 8=10 um.D=2 mm 着凝固界面运动，进而被凝固坯壳捕获.所以，拉速越 d=l0μm.D=lmm 高就越应当对钢液[S]进行严格控制.图18(a)是神 户制钢加古川厂的工业试验结果，对应拉速达到2m· min1n:图l8(b)是浦项工业大学报道的拉速相对 50 100 150 200 较低时的试验结果.发现图18(a)中表面缺陷受S [SV10- 含量影响较大，而图18(b)中只有S含量高于90× 图19夹杂物所受的浓度Marangoni力随钢液[)的变化曲线 10-时S含量的影响才变得显著.结合本文实验结果 Fig.19 Solutal Marangoni force variation with sulfur content in the 和理论计算可知，正是拉速的差异才导致上述结果 steel 因此，在高拉速连铸条件下，控制钢液[S]对提高冷轧 因此仅考虑钢液S]对浓度Marangoni力的影响显然 薄板表面质量意义重大 无法解释冷轧钢板表面缺陷显著增多这一结果. 3 结论 之前的研究普遍认为，由于温度梯度所引起的表 面张力变化远远小于浓度梯度所引起的的表面张力变 (1)随着拉速的提高，钩状坯壳的深度和长度均 化，因而Miyake、Mukai、Wang等的研究中均忽略温度 明显降低.当拉速大于2m·min时，钩状坯壳变得不 Marangoni力对夹杂物捕获的影响s.16-W.然而本文计 是很发达，在铸坯表层没有发现大于200μm的夹 算发现，尽管其值很小，但由其引起的Marangoni力对 杂物. 夹杂物的作用面积远大于浓度Marangoni力对夹杂物 (2)随着拉速的提高，铸坯表层大于50m夹杂 的作用面积.因此当考虑凝固前沿夹杂物的受力时， 物的数量大体呈现下降趋势.这是因为随着拉速增 应该考虑温度Marangoni力的值. 加，凝固前沿的钢液流动明显，夹杂物所受的Saffman 图20是夹杂物所受的温度Marangoni力随钢液 力变大而浓度Marangoni力变小，从而使夹杂物更容易 S]的变化规律，其中为温度边界层厚度.如图可 远离凝固界面. 知，随着S]的变化，温度Marangoni力的大小变化较 (3)在高拉速连铸条件下，如果钢液中[S]较大， 为明显.钢液中[S]除了会影响温度Marangoni力的 夹杂物会受到明显的指向凝固界面的温度Marangoni 值，还会影响温度Marangoni力的方向.当[S]较低时， 力，推动夹杂物向着凝固坯壳运动.因此在高拉速条 温度Marangoni力为正值，表示此时夹杂物所受的温度 件下控制钢液[S]意义重大. Marangoni力指向钢液内部，处于温度边界层的夹杂物 受到该力的作用，不利于夹杂物的捕获.同理，当[S] 参考文献 较高时，温度Marangoni力为正值，此时夹杂物所受的 ] Suzuki M,Suzuki M,Nakada M.Perspectives of research on 温度Marangoni力指向凝固界面，处于温度边界层的夹 high-speed conventional slab continuous casting of carbon steels. 1S0,2001,41(7):670 杂物受到该力的作用，向着凝固界面运动 2] Okano S,Nishimura T,Ooi H,et al.Relation between large in- -2 ò-lmmD-lmm clusions and growth directions of columnar dendrites in continuous- 6=2 mm.D=1 mm ly cast slabs.Tetsu-to-Hagane,1975,61 (14):2982 5mm-1mm B] Yamamura H,Mizukami Y,Misawa K.Formation of a solidified 100 150 200 hook-ike structure at the subsurface in ultra low carbon steel./S// [10 △T-30K nt,1996,36(Suppl):223 4 Wang X H.Non-metallic inclusion control technology for high quality cold rolled steel sheets.Iron steel,2013,48(9):1 (王新华.高品质冷轧薄板钢中非金属夹杂物控制技术.钢 铁，2013,48(9)：1) [5]Lee GG,Shin H J,Kim S H,et al.Prediction and control of 图20夹杂物所受的温度Marangoni力随钢液[S)]的变化规律 subsurface hooks in continuous cast ultra-ow-carbon steel slabs. Fig.20 Thermal Marangoni force variation with sulfur content in Ironmaking Steelmaking,2009,36(1):39 steel 6 Sengupta J,Thomas B G,Shin H J,et al.A new mechanism of

苑 鹏等: 高拉速连铸低碳铝镇静钢铸坯中夹杂物 图 19 夹杂物所受的浓度 Marangoni 力随钢液［S］的变化曲线 Fig． 19 Solutal Marangoni force variation with sulfur content in the steel 因此仅考虑钢液［S］对浓度 Marangoni 力的影响显然 无法解释冷轧钢板表面缺陷显著增多这一结果． 之前的研究普遍认为，由于温度梯度所引起的表 面张力变化远远小于浓度梯度所引起的的表面张力变 化，因而 Miyake、Mukai、Wang 等的研究中均忽略温度 Marangoni 力对夹杂物捕获的影响［13，16--18］． 然而本文计 算发现，尽管其值很小，但由其引起的 Marangoni 力对 夹杂物的作用面积远大于浓度 Marangoni 力对夹杂物 的作用面积． 因此当考虑凝固前沿夹杂物的受力时， 应该考虑温度 Marangoni 力的值． 图 20 夹杂物所受的温度 Marangoni 力随钢液［S］的变化规律 Fig． 20 Thermal Marangoni force variation with sulfur content in steel 图 20 是夹杂物所受的温度 Marangoni 力随钢液 ［S］的变化规律，其中 δT为温度边界层厚度． 如图可 知，随着［S］的变化，温度 Marangoni 力的大小变化较 为明显． 钢液中［S］除了会影响温度 Marangoni 力的 值，还会影响温度 Marangoni 力的方向． 当［S］较低时， 温度 Marangoni 力为正值，表示此时夹杂物所受的温度 Marangoni 力指向钢液内部，处于温度边界层的夹杂物 受到该力的作用，不利于夹杂物的捕获． 同理，当［S］ 较高时，温度 Marangoni 力为正值，此时夹杂物所受的 温度 Marangoni 力指向凝固界面，处于温度边界层的夹 杂物受到该力的作用，向着凝固界面运动． 同时发现，当温度边界层厚度减小时，夹杂物所受 的温度 Marangoni 力会逐渐增大． 在高拉速连铸条件 下，钢液流动加快，使温度边界层厚度变薄，进而导致 夹杂物受到较为明显的温度 Marangoni 力． 如果此时 不能将［S］控制在合理范围以下，夹杂物则很容易向 着凝固界面运动，进而被凝固坯壳捕获． 所以，拉速越 高就越应当对钢液［S］进行严格控制． 图 18( a) 是神 户制钢加古川厂的工业试验结果，对应拉速达到 2 m· min － 1［13］; 图 18( b) 是浦项工业大学报道的拉速相对 较低时的试验结果［15］． 发现图 18( a) 中表面缺陷受 S 含量影响较大，而图 18 ( b) 中只有 S 含量高于 90 × 10 － 6 时 S 含量的影响才变得显著． 结合本文实验结果 和理论计算可知，正是拉速的差异才导致上述结果． 因此，在高拉速连铸条件下，控制钢液［S］对提高冷轧 薄板表面质量意义重大． 3 结论 ( 1) 随着拉速的提高，钩状坯壳的深度和长度均 明显降低． 当拉速大于 2 m·min － 1 时，钩状坯壳变得不 是很发 达，在 铸 坯 表 层 没 有 发 现 大 于 200 μm 的 夹 杂物． ( 2) 随着拉速的提高，铸坯表层大于 50 μm 夹杂 物的数量大体呈现下降趋势． 这是因为随着拉速增 加，凝固前沿的钢液流动明显，夹杂物所受的 Saffman 力变大而浓度 Marangoni 力变小，从而使夹杂物更容易 远离凝固界面． ( 3) 在高拉速连铸条件下，如果钢液中［S］较大， 夹杂物会受到明显的指向凝固界面的温度 Marangoni 力，推动夹杂物向着凝固坯壳运动． 因此在高拉速条 件下控制钢液［S］意义重大． 参 考 文 献 ［1］ Suzuki M，Suzuki M，Nakada M． Perspectives of research on high-speed conventional slab continuous casting of carbon steels． ISIJ Int，2001，41( 7) : 670 ［2］ Okano S，Nishimura T，Ooi H，et al． Ｒelation between large in￾clusions and growth directions of columnar dendrites in continuous￾ly cast slabs． Tetsu-to-Hagane，1975，61( 14) : 2982 ［3］ Yamamura H，Mizukami Y，Misawa K． Formation of a solidified hook-like structure at the subsurface in ultra low carbon steel． ISIJ Int，1996，36( Suppl) : 223 ［4］ Wang X H． Non-metallic inclusion control technology for high quality cold rolled steel sheets． Iron steel，2013，48( 9) : 1 ( 王新华． 高品质冷轧薄板钢中非金属夹杂物控制技术． 钢 铁，2013，48( 9) : 1) ［5］ Lee G G，Shin H J，Kim S H，et al． Prediction and control of subsurface hooks in continuous cast ultra-low-carbon steel slabs． Ironmaking Steelmaking，2009，36( 1) : 39 ［6］ Sengupta J，Thomas B G，Shin H J，et al． A new mechanism of ·349·

·350· 工程科学学报，第38卷，第3期 hook formation during continuous casting of ultra-ow-carbon steel nomena in mold pool under in-mold electromagnetic stirring in slabs.Metall Mater Trans A,2006,37 (5):1597 steel continuous casting.ISIJ Int,2001,41(10):1245 ]Sengupta J,Thomas B G.Shin H,et al.Mechanism of hook for- [15]Lee S M,Kim S J,Kang Y B,et al.Numerical analysis of sur- mation in ultralow-carbon steel based on microscopy analysis and face tension gradient effect on the behavior of gas bubbles at the thermal-stress modeling.Iron Steel Technol,2007,4(7):83 solid/liquid interface of steel.ISI/Int,2012,52(10)1730 8]Thomas BC,Sengupta J,Ojeda C.Mechanism of hook and oseil- [16]Mukai K.Lin W.Motion of small particles in solution with a in- lation mark formation in ultra-ow carbon steel /Second Baosteel terfacial tension gradient and engulfment of the particles by solidi- Biennial Conference.Shanghai,2006:112 fying interface.Tetsu-to-Hagane,1994,80(7):527 ]Awajiya Y,Kubota Y,Takeuchi S.Inclusion entrapment location [17]Mukai K,Lin W.Behavior of non-metallic inclusions and bub- in solidified shell of ultra low carbon steel slab /A/STech Pro- bles in front of solidifying interface of liquid iron.Tetsuto- ceedings Charlotte,North Carolina,2005:65 Hagane,.1994,80(7):533 [10]Deng X X,Li L P,Wang X H,et al.Subsurface macro-inclu- [18]Wang Z,Mukai K.Lee I J.Behavior of fine bubbles in front of sions and solidified hook character in aluminum-killed deep- the solidifying interface.ISI/Int,1999,39(6):553 drawing steel slabs.Int J Miner Metall Mater,2014,21 (6): [19]Yamada W,Kiyose A,Fukuda J,et al.Simulation of coagula- 531 tion of non-metallic inclusions in tundish and their trapping into [11]Basu S,Choudhary S K,Girase N U.Nozzle clogging behaviour solidified shell in continuous casting mould.fronmaking of Ti-earing Al-illed ultra low carbon steel.IS/J Int,2004,44 Steelmaking,2003,30(2):151 (10):1653 20]Matsumiya T.Recent topics of research and development in con- [12]Miki Y,Takeuchi S.Bubble entrapment on solidified shell tinuous casting.IS/J Int,2006,46(12)1800 caused by unsteady steel flow in mold.Steel Res Int,2003,74 1]Pesteanu O.Short contribution to the mathematical modeling of (2):114 coagulation effect on entrapped inclusion concentration in contin- [13]Miyake T,Morishita M,Nakata H,et al.Influence of sulphur uously cast steel.ISI/Int,2006,46(2):339 content and molten steel flow on entrapment of bubbles to solid/ [22]Kittaka S,Watanabe K,Kanki T,et al.Nippon steel in-mold e- liquid interface.IS/J Int,2006,46(12):1817 lectro-magnetic stirrer "M-EMS"for slab caster.Nippon Steel 14]Toh T,Hasegawa H,Harada H.Evaluation of multiphase phe- Tech Rep,2002(86):68

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