Q420C角钢铸坯凝固传热分析及AlN析出控制

工程科学学报，第39卷，第11期：1661-1668,2017年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.11:1661-1668,November 2017 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2017.11.008;http://journals..ustb.edu.cn Q420C角钢铸坯凝固传热分析及A1N析出控制 汪成义四，崔怀周，赵斌，肖金福，吴巍 钢铁研究总院冶金工艺研究所，北京100081 ☒通信作者，E-mail:wangcy0615@163.com 摘要为研究Q420C角钢在大矫直应变过程中的铸坯凝固传热行为以及AN析出对铸坯和轧材质量的影响，本文通过 ProCAST模拟软件和射钉试验，对不同参数条件下铸坯表面和角部温度以及坯壳厚度等进行模拟计算，并提出了凝固坯壳厚 度修正公式.通过Gleeble实验得出，铸坯在1008-1364℃温度范围内时具有较好的热塑性.对AN析出的热力学和动力学 研究表明，铸坯应避开在A1N析出“窗口”内矫直，轧制前加热炉均热温度控制在1160~1200℃，终轧温度控制在850℃以上 可减少AN在奥氏体晶界沉淀析出.经过工艺试验，成功开发出Q420C角钢，轧材平均合格率达到90%，综合性能指标满足 要求. 关键词角钢：Q420C:大矫直应变：ProCAST模拟：AN析出 分类号T777.3 Analysis of billet solidification heat transfer and AlN precipitation on Q420C angle steel WANG Cheng-yi,CUl Huai-zhou,ZHAO Bin,XIAO Jin-fu,WU Wei Metallurgical Technology Institute,Central Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China Corresponding author,E-mail:wangey0615@163.com ABSTRACT This investigation sought to determine the effect of solidification heat transfer behavior and AlN precipitation on the quality of a Q420C billet and rolled product during the process of high straightening strain.To accomplish this,the paper employed a ProCAST simulation and a nail-shooting experiment to calculate the surface and corner temperature of the billet and the thickness of shell,and a formula for the thickness of solidified shell was proposed.The slab has a good plasticity in the temperature range of 1008 -1364C based on the results of the Gleeble experiment.The thermodynamics and kinetics of AIN precipitation show that the billet should be straightened avoid the "window"of AlN precipitation and before steel rolling,the billet temperature should be controlled to between 1160-1200 C,and the final rolling temperature should be above 850 C.This reduces AlN precipitation in the austenite grain boundary.After the test,the Q420C steel was successfully produced.The average qualified rate of the rolled products reached 90%and the comprehensive performance index met the needed requirements. KEY WORDS angle steel:Q420C:large straightening strain:ProCAST simulation:AlN precipitation 近几年来，我国特高压输电工程中Q420、Q460等 1591一2008对低合金高强度结构钢的要求，Q420C钢 强度更高的钢种得到了广泛的应用，过去长期采用的 主要成分（质量分数)上，wc≤0.2%，ws≤0.5%， Q235、Q345等钢材已无法满足电力铁塔大型化、高载 w≤1.7%，0u≥0.015%，性能上（厚度≤16mm规 荷的使用要求，且使用Q420级角钢代替Q345级角钢 格)，要求屈服强度≥420MPa,抗拉强度为520~ 可平均降低用钢量20%左右-.根据国标GB/T 680MPa,断面伸长率≥19%，0℃下的纵向冲击 收稿日期：2016-12-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51674092)

工程科学学报，第 39 卷，第 11 期: 1661--1668，2017 年 11 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 11: 1661--1668，November 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 11． 008; http: / /journals． ustb． edu． cn Q420C 角钢铸坯凝固传热分析及 AlN 析出控制 汪成义，崔怀周，赵 斌，肖金福，吴 巍 钢铁研究总院冶金工艺研究所，北京 100081  通信作者，E-mail: wangcy0615@ 163． com 摘 要 为研究 Q420C 角钢在大矫直应变过程中的铸坯凝固传热行为以及 AlN 析出对铸坯和轧材质量的影响，本文通过 ProCAST 模拟软件和射钉试验，对不同参数条件下铸坯表面和角部温度以及坯壳厚度等进行模拟计算，并提出了凝固坯壳厚 度修正公式． 通过 Gleeble 实验得出，铸坯在 1008 ～ 1364 ℃温度范围内时具有较好的热塑性． 对 AlN 析出的热力学和动力学 研究表明，铸坯应避开在 AlN 析出“窗口”内矫直，轧制前加热炉均热温度控制在 1160 ～ 1200 ℃，终轧温度控制在 850 ℃ 以上 可减少 AlN 在奥氏体晶界沉淀析出． 经过工艺试验，成功开发出 Q420C 角钢，轧材平均合格率达到 90% ，综合性能指标满足 要求． 关键词 角钢; Q420C; 大矫直应变; ProCAST 模拟; AlN 析出 分类号 TF777. 3 收稿日期: 2016--12--20 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51674092) Analysis of billet solidification ＆ heat transfer and AlN precipitation on Q420C angle steel WANG Cheng-yi ，CUI Huai-zhou，ZHAO Bin，XIAO Jin-fu，WU Wei Metallurgical Technology Institute，Central Iron and Steel Ｒesearch Institute，Beijing 100081，China  Corresponding author，E-mail: wangcy0615@ 163． com ABSTＲACT This investigation sought to determine the effect of solidification ＆ heat transfer behavior and AlN precipitation on the quality of a Q420C billet and rolled product during the process of high straightening strain． To accomplish this，the paper employed a ProCAST simulation and a nail-shooting experiment to calculate the surface and corner temperature of the billet and the thickness of shell，and a formula for the thickness of solidified shell was proposed． The slab has a good plasticity in the temperature range of 1008 － 1364 ℃ based on the results of the Gleeble experiment． The thermodynamics and kinetics of AlN precipitation show that the billet should be straightened avoid the“window”of AlN precipitation and before steel rolling，the billet temperature should be controlled to between 1160 － 1200 ℃，and the final rolling temperature should be above 850 ℃ ． This reduces AlN precipitation in the austenite grain boundary． After the test，the Q420C steel was successfully produced． The average qualified rate of the rolled products reached 90% and the comprehensive performance index met the needed requirements． KEY WOＲDS angle steel; Q420C; large straightening strain; ProCAST simulation; AlN precipitation 近几年来，我国特高压输电工程中 Q420、Q460 等 强度更高的钢种得到了广泛的应用，过去长期采用的 Q235、Q345 等钢材已无法满足电力铁塔大型化、高载 荷的使用要求，且使用 Q420 级角钢代替 Q345 级角钢 可平 均 降 低 用 钢 量 20% 左 右［1--2］． 根 据 国 标 GB / T 1591—2008 对低合金高强度结构钢的要求，Q420C 钢 主要 成 分 ( 质 量 分 数) 上，wC ≤0. 2% ，wSi ≤0. 5% ， wMn≤1. 7% ，wAl ≥0. 015% ，性能 上( 厚 度≤16 mm 规 格) ，要 求 屈 服 强 度 ≥420 MPa，抗 拉 强 度 为520 ～ 680 MPa，断 面 伸 长 率 ≥ 19% ，0 ℃ 下 的 纵 向 冲 击

·1662 工程科学学报，第39卷，第11期 功≥34J.Q420C相比Q420B最主要的差别在于对A1 表1连铸机工艺参数 含量的要求，Q420B未强制规定，而含铝钢将在钢中沿 Table 1 Process parameters of continuous casting 奥氏体晶界析出AN,降低钢的热塑性，使铸坯容易产 连铸参数 数值 生横裂纹，从而影响铸坯的质量和轧材的性能P 铸机半径/mm 6000 铸坯断面/mm2 180×180 1连铸过程计算模型的建立 结品器长度/mm 900 基于某钢厂现有设备和工艺条件下，开发Q420C 振动频率/miml 80 高强度不同规格角钢系列产品。连铸机基本工艺参数 振幅/mm ±4 如表1所示，铸坯为带液芯多点矫直，矫直时产生的应 拉速/(m'min-1) 1.4 变一般不应超过许用应变值，在铸坯断面为l80mm× 足辊段长度/mm 600 180mm的条件下，当铸机弧形半径为6m时矫直应变 二冷一段长度/mm 2030 基本处于临界状态，目前国内还尚未报道在此条件下 二冷二段长度/mm 2500 成功推广Q420C角钢的先例.当铸坯表面一旦形成微 空冷区长度/mm 26000 裂纹和皮下气泡等缺陷后，大型角钢轧制过程中极易 在角部形成开裂.本文主要对铸坯凝固过程的铸坯表 拉坯方向连铸传热只占的总热量的3%~6%，因此只 面和角部温度、坯壳厚度变化以及奥氏体中AN的析 考虑横向传热：浇注过程中结晶器弯月面与结晶器的 出规律等进行研究，并通过对连铸及轧制工艺参数的 位置保持相对固定，忽略弯月面处的复杂传热；不考虑 控制，成功研制开发出该试验钢种 铸坯和结晶器间气缝的存在，结晶器传热采用平均热 1.1模型假设 流密度公式计算；忽略液相穴的对流传热影响：二冷区 连铸过程中，影响连铸坯质量的主要因素包括保 各段传热均匀，且内外弧传热条件对称 护渣润滑效果、过热度、拉速以及冷却水量等条件，随 1.2边界条件 着计算机科学的成熟应用，基于数值模拟方法优化连 根据以上假设，拉坯方向进行绝热处理，其他面通 铸工艺参数成为重要的技术手段回，在此利用 过改变边界条件模拟铸坯的凝固传热过程，特定体积 ProCAST软件对铸坯凝固过程进行模拟研究，并将铸 的薄片移动体现铸坯的凝固过程变化.薄片在运动的 坯凝固过程简化为二维稳态传热，采用边界移动法建 过程中经历结晶器、二冷区和空冷区3个阶段，各阶段 立铸坯移动与时间的对应关系，相应的假设如下：由于 的传热公式如表2所示. 表2连铸过程各阶段的传热计算公式[9) Table 2 Heat transfer calculation formula of continuous casting process 冷却阶段 热流公式 边界参数 公式序号 结品器 9u q=A.0(u-T2 (1) .351 足辊段 q=h(T-T) 4=480x（0） (2) 二冷区 9k=h.(T-T) h=200+10.44×451 (3) 空冷区 9.=&o(TN-T) E=0.8 (4) 表2中，9.999。分别为结晶器、足辊区、二冷 1.3网格划分 区以及空冷区的热流密度，W·m2P.为冷却水密度， 计算模型采用上述的切片移动法，利用ICEM程 kgm1:C.为冷却水比热容，Jkg.℃1：Q.为冷却 序对薄片进行几何构建和网格划分，然后导入到 水流量，m·s:T。、Tm分别为冷却水进、出水温 ProCAST软件中进行边界条件的设置，薄片尺寸为 度，℃；F为结晶器铜板有效面积，m2:h、h,分别为足 180mm×180mm×20mm,最小网格尺寸为2mm,其他 辊段、二冷区的传热系数，W·m2·K:T、T、T.、T。 参数如图1所示. 分别为连铸坯的表面温度、足棍段水温、二冷区水温、 2铸坯凝固过程的模拟 空冷区环境温度，K;ε为辐射系数：σ为斯蒂芬一波尔 兹曼常数，5.67×108W·m2·K4:w为水流密度， 2.1模拟参数确定 L'm2.min-1 模拟根据Q420C的化学成分作为基础输入条件

工程科学学报，第 39 卷，第 11 期 功≥34 J． Q420C 相比 Q420B 最主要的差别在于对 Al 含量的要求，Q420B 未强制规定，而含铝钢将在钢中沿 奥氏体晶界析出 AlN，降低钢的热塑性，使铸坯容易产 生横裂纹，从而影响铸坯的质量和轧材的性能［3--4］． 1 连铸过程计算模型的建立 基于某钢厂现有设备和工艺条件下，开发 Q420C 高强度不同规格角钢系列产品． 连铸机基本工艺参数 如表 1 所示，铸坯为带液芯多点矫直，矫直时产生的应 变一般不应超过许用应变值，在铸坯断面为 180 mm × 180 mm 的条件下，当铸机弧形半径为 6 m 时矫直应变 基本处于临界状态，目前国内还尚未报道在此条件下 成功推广 Q420C 角钢的先例． 当铸坯表面一旦形成微 裂纹和皮下气泡等缺陷后，大型角钢轧制过程中极易 在角部形成开裂． 本文主要对铸坯凝固过程的铸坯表 面和角部温度、坯壳厚度变化以及奥氏体中 AlN 的析 出规律等进行研究，并通过对连铸及轧制工艺参数的 控制，成功研制开发出该试验钢种． 1. 1 模型假设 连铸过程中，影响连铸坯质量的主要因素包括保 护渣润滑效果、过热度、拉速以及冷却水量等条件，随 着计算机科学的成熟应用，基于数值模拟方法优化连 铸 工 艺 参 数 成 为 重 要 的 技 术 手 段［5］． 在 此 利 用 ProCAST软件对铸坯凝固过程进行模拟研究，并将铸 坯凝固过程简化为二维稳态传热，采用边界移动法建 立铸坯移动与时间的对应关系，相应的假设如下: 由于 表 1 连铸机工艺参数 Table 1 Process parameters of continuous casting 连铸参数 数值 铸机半径/mm 6000 铸坯断面/mm2 180 × 180 结晶器长度/mm 900 振动频率/min － 1 80 振幅/mm ± 4 拉速/( m·min － 1 ) 1. 4 足辊段长度/mm 600 二冷一段长度/mm 2030 二冷二段长度/mm 2500 空冷区长度/mm 26000 拉坯方向连铸传热只占的总热量的 3% ～ 6% ，因此只 考虑横向传热; 浇注过程中结晶器弯月面与结晶器的 位置保持相对固定，忽略弯月面处的复杂传热; 不考虑 铸坯和结晶器间气缝的存在，结晶器传热采用平均热 流密度公式计算; 忽略液相穴的对流传热影响; 二冷区 各段传热均匀，且内外弧传热条件对称［6--8］． 1. 2 边界条件 根据以上假设，拉坯方向进行绝热处理，其他面通 过改变边界条件模拟铸坯的凝固传热过程，特定体积 的薄片移动体现铸坯的凝固过程变化． 薄片在运动的 过程中经历结晶器、二冷区和空冷区 3 个阶段，各阶段 的传热公式如表 2 所示． 表 2 连铸过程各阶段的传热计算公式［9--11］ Table 2 Heat transfer calculation formula of continuous casting process 冷却阶段 热流公式 边界参数 公式序号 结晶器 qm qm = ρw CwQw ( Tout － Tin ) Fm ( 1) 足辊段 qf = hf ( T － Tf ) hf ( = 480 × w 60 ) 0. 351 ( 2) 二冷区 qk = hk ( T － Tw ) hk = 200 + 10. 44 × w0. 851 ( 3) 空冷区 qa = εσ( T4 － T4 a ) ε = 0. 8 ( 4) 表 2 中，qm、qf、qk、qa 分别为结晶器、足辊区、二冷 区以及空冷区的热流密度，W·m － 2 ; ρw 为冷却水密度， kg·m － 1 ; Cw 为冷却水比热容，J·kg － 1·℃ － 1 ; Qw 为冷却 水流 量，m3 ·s － 1 ; Tin、Tout 分 别 为 冷 却 水 进、出 水 温 度，℃ ; Fm 为结晶器铜板有效面积，m2 ; hf、hk 分别为足 辊段、二冷区的传热系数，W·m － 2 ·K － 1 ; T、Tf、Tw、Ta 分别为连铸坯的表面温度、足辊段水温、二冷区水温、 空冷区环境温度，K; ε 为辐射系数; σ 为斯蒂芬--波尔 兹曼常 数，5. 67 × 10 － 8 W·m － 2·K － 4 ; w 为水 流 密 度， L·m － 2·min － 1 ． 1. 3 网格划分 计算模型采用上述的切片移动法，利用 ICEM 程 序对薄 片 进 行 几 何 构 建 和 网 格 划 分，然 后 导 入 到 ProCAST软件中进行边界条件的设置，薄 片 尺 寸 为 180 mm × 180 mm × 20 mm，最小网格尺寸为 2 mm，其他 参数如图 1 所示． 2 铸坯凝固过程的模拟 2. 1 模拟参数确定 模拟根据 Q420C 的化学成分作为基础输入条件， · 2661 ·

汪成义等：Q420C角钢铸坯凝固传热分析及AN析出控制 1663* 块，可得出Q420C的导热率、密度、热焓以及固相分数 等热物性参数随温度的变化关系，如图2所示.从图 中可看出各物性参数并非随温度产生简单的变化，通 过模型计算相比传统的凝固传热计算结果更为精确. 三 同时，将化学成分输入模块后可计算其液相线温度为 1512℃，固相线温度为1464℃ 学三 表3Q420C的化学成分（质量分数） Table 3 Main chemical composition of Q420C % 图1铸坯切片网格模型划分 Mn Si V Al N Fig.I Mesh division of the billet section 0.181.41 0.0090.0220.0370.0680.0200.008 其主要化学成分如表3所示.利用ProCAST的自带模 45 7800 量一导热率 。一密度 7600 7400 7200 30 7000 25 6800 50075010001250150017502000 6095050075010012501501750200 温度℃ 温度/℃ 1750 1.00 1500 一常变 。一固相分数 1250 0.75 1000 0.50 750 500 0.25 250 950 50075010001250150017502000 00460147014801490150015i0 1520 温度 温度℃ 图2Q420C热物性参数 Fig.2 Thermo-physical parameters of Q420C 2.2模拟计算条件 到连铸运行各阶段冷却作用参数随时间的变化，具体 根据连铸机设备参数和工艺条件的选择，计算得 如表4所示. 表4连铸各段冷却作用参数 Table 4 Cooling parameters of continuous casting 各段 作用 终止 水量1/ 水量2/ 连铸各段 边界参数1 边界参数2 长度/mm 时间/s 时间点/s (h1) (thl） 结品器 900 38.57 38.57 155.0 9。=-1674000Wm-2 155.0 9。=-1674000W-m-2 足辊段 600 25.71 64.28 13.0 h=1011.17Wm-2-K-1 8.8 hi=881.74Wm-2.K-1 二冷一段 2030 151.28 11.0 h1=837.27Wm2.K-1 6.0 h,=580.43Wm-2-K-1 二冷二段 2500 107.14 258.42 8.0 h=607.30Wm2.K-l 0 h=0W.m-2.K-1 空冷段 26000 1114.29 1372.41 ￡=0.8 ￡=0.8

汪成义等: Q420C 角钢铸坯凝固传热分析及 AlN 析出控制 图 1 铸坯切片网格模型划分 Fig． 1 Mesh division of the billet section 其主要化学成分如表 3 所示． 利用 ProCAST 的自带模 块，可得出 Q420C 的导热率、密度、热焓以及固相分数 等热物性参数随温度的变化关系，如图 2 所示． 从图 中可看出各物性参数并非随温度产生简单的变化，通 过模型计算相比传统的凝固传热计算结果更为精确． 同时，将化学成分输入模块后可计算其液相线温度为 1512 ℃，固相线温度为 1464 ℃ ． 表 3 Q420C 的化学成分( 质量分数) Table 3 Main chemical composition of Q420C % C Mn S P Si V Al N 0. 18 1. 41 0. 009 0. 022 0. 037 0. 068 0. 020 0. 008 图 2 Q420C 热物性参数 Fig． 2 Thermo-physical parameters of Q420C 2. 2 模拟计算条件 根据连铸机设备参数和工艺条件的选择，计算得 到连铸运行各阶段冷却作用参数随时间的变化，具体 如表 4 所示． 表 4 连铸各段冷却作用参数 Table 4 Cooling parameters of continuous casting 连铸各段 各段 长度/mm 作用 时间/ s 终止 时间点/ s 水量 1 / ( t·h － 1 ) 边界参数 1 水量 2 / ( t·h － 1 ) 边界参数 2 结晶器 900 38. 57 38. 57 155. 0 qm = － 1674000 W·m － 2 155. 0 qm = － 1674000 W·m － 2 足辊段 600 25. 71 64. 28 13. 0 hf = 1011. 17 W·m － 2·K － 1 8. 8 hf = 881. 74 W·m － 2·K － 1 二冷一段 2030 87 151. 28 11. 0 hk = 837. 27 W·m － 2·K － 1 6. 0 hk = 580. 43 W·m － 2·K － 1 二冷二段 2500 107. 14 258. 42 8. 0 hk = 607. 30 W·m － 2·K － 1 0 hk = 0 W·m － 2·K － 1 空冷段 26000 1114. 29 1372. 41 — ε = 0. 8 — ε = 0. 8 · 3661 ·

·1664 工程科学学报，第39卷，第11期 2.3传热过程分析 过模拟计算得出，坯壳厚度由13.1mm降低为 根据经验，从保证浇铸安全和防止结晶器出口坯 10.4mm,坯壳的凝固过程曲线和结晶器出口坯壳横断 壳变形等角度考虑，一般板坯、大方坯出结晶器下口的 面见图3所示.试验过程中，保持拉速和过热度的稳 坯壳厚度范围大于15mm,小方坯为8~10mm之 定，随着冷却水量的降低，结晶器出口坯壳厚度逐渐变 间回.将结晶器水量由155h降低到145h,通 薄，试验水量满足连铸工艺的要求. 900 900 (a) 凝周曲线1 凝固曲线2 800 800 700 700 600 600 500 500 400 400 液相区 液相区 300 300 200 200 100 100 306090120150180 00 306090120150180 结品器宽度/mm 结品器宽度mm 图3结晶器内钢液凝固坯壳变化.(a)结品器水量为155th1:(b)结品器水量为145th1 Fig.3 Change of solidified shell in the mold:(a)the amount of mold water is 155th-1:(b)the amount of mold water is 145t.h-1 结晶器内初生坯壳厚度不均往往成为铸坯的裂纹 1.0 源，降低振痕深度可以减少铸坯的横裂纹产生，结晶器 0.9 采用高频率、小振幅振动是减轻振痕深度和横裂纹的 0.8 有效措施.结晶器振动参数之间满足一定的关系，如 0.7 0.6 公式☒(5)所示 《 tw=60cos-1/1000ws1 (5) 0.4 0.37s 03 120 min 0.25s 式中：tw为负滑脱时间，s∫为振动频率，min:v。表示 0.2 280 min 铸坯拉速，m·minl;s表示振动冲程（两倍于振幅）， 0.1 0.10s mm 0 0.1 一般1、的取值范围为0.10~0.25s,铸坯表面振 0 50100150200250300350400450500550600 振动频率minl 痕的机理及生产实践表明，负滑脱时间对铸坯表面 图4结品器负滑脱时间随振动频率的变化 振痕深度的影响较大，1、值大则振痕深，、值小则振 Fig.4 Change of minus slip time of mold with vibration frequency 痕浅☒.因负滑脱时间决定坯壳凹陷的深度，负滑 脱时间越长，坯壳凹陷越深，振痕也就越深，负滑脱 止局部过冷的重要措施.为研究在不同的比水量下铸 时间过短，将不利于保护渣润滑和消耗，坯壳容易 坯表面和角部的温度变化趋势，通过模拟得到在水量 粘结 1和水量2条件下（见表4)的铸坯温度变化曲线，如图 根据公式(5)计算得出负滑脱时间随振动频率的 5所示.从图中可以看出，采用较弱的冷却强度可使铸 变化关系如图4所示.据图可知，当振动频率较低时， 坯在900℃以上的单相奥氏体区矫直，从而可防止铸 振幅的变化对负滑脱时间影响很大，但当振动频率提 坯弯曲矫直进入第Ⅲ脆性区.在水量1条件下，铸坯 高到一定值后，振动频率的变化对负滑脱时间的影响 在矫直区的表面和角部温度约在720~940℃之间，而 逐渐降低，负滑脱时间趋于稳定.从分析结果来看，在 在水量2条件下矫直区各温度大大提升至900~ 条件满足的前提下，结晶器的振动频率最大可提高至 1080℃.为验证模型的可靠性，试验中在铸机扇形段 280min-1. 进行铸坯表面温度测定，测定结果如图中所示，考虑到 合适的二冷强度是保持铸坯表面温度均匀性、防 铸坯表面氧化铁皮和保护渣的影响，故认为模型计算

工程科学学报，第 39 卷，第 11 期 2. 3 传热过程分析 根据经验，从保证浇铸安全和防止结晶器出口坯 壳变形等角度考虑，一般板坯、大方坯出结晶器下口的 坯壳厚 度 范 围 大 于 15 mm，小 方 坯 为 8 ～ 10 mm 之 间［9］． 将结晶器水量由 155 t·h － 1降低到 145 t·h － 1，通 过模 拟 计 算 得 出，坯 壳 厚 度 由 13. 1 mm 降 低 为 10. 4 mm，坯壳的凝固过程曲线和结晶器出口坯壳横断 面见图 3 所示． 试验过程中，保持拉速和过热度的稳 定，随着冷却水量的降低，结晶器出口坯壳厚度逐渐变 薄，试验水量满足连铸工艺的要求． 图 3 结晶器内钢液凝固坯壳变化． ( a) 结晶器水量为 155 t·h － 1 ; ( b) 结晶器水量为 145 t·h － 1 Fig． 3 Change of solidified shell in the mold: ( a) the amount of mold water is 155 t·h － 1 ; ( b) the amount of mold water is 145 t·h － 1 结晶器内初生坯壳厚度不均往往成为铸坯的裂纹 源，降低振痕深度可以减少铸坯的横裂纹产生，结晶器 采用高频率、小振幅振动是减轻振痕深度和横裂纹的 有效措施． 结晶器振动参数之间满足一定的关系，如 公式［12］( 5) 所示． tN = 60 πf cos ( － 1 1000vc π ) fs ． ( 5) 式中: tN 为负滑脱时间，s; f 为振动频率，min － 1 ; vc 表示 铸坯拉速，m·min － 1 ; s 表示振动冲程( 两倍于振幅) ， mm． 一般 tN 的取值范围为 0. 10 ～ 0. 25 s，铸坯表面振 痕的机理及生产实践表明，负滑脱时间对铸坯表面 振痕深度的影响较大，tN 值大则振痕深，tN 值小则振 痕浅［12］． 因负滑脱时间决定坯壳凹陷的深度，负滑 脱时间越长，坯壳凹陷越深，振痕也就越深，负滑脱 时间过短，将 不 利 于 保 护 渣 润 滑 和 消 耗，坯 壳 容 易 粘结． 根据公式( 5) 计算得出负滑脱时间随振动频率的 变化关系如图 4 所示． 据图可知，当振动频率较低时， 振幅的变化对负滑脱时间影响很大，但当振动频率提 高到一定值后，振动频率的变化对负滑脱时间的影响 逐渐降低，负滑脱时间趋于稳定． 从分析结果来看，在 条件满足的前提下，结晶器的振动频率最大可提高至 280 min － 1 ． 合适的二冷强度是保持铸坯表面温度均匀性、防 图 4 结晶器负滑脱时间随振动频率的变化 Fig． 4 Change of minus slip time of mold with vibration frequency 止局部过冷的重要措施． 为研究在不同的比水量下铸 坯表面和角部的温度变化趋势，通过模拟得到在水量 1 和水量2 条件下( 见表4) 的铸坯温度变化曲线，如图 5 所示． 从图中可以看出，采用较弱的冷却强度可使铸 坯在 900 ℃以上的单相奥氏体区矫直，从而可防止铸 坯弯曲矫直进入第Ⅲ脆性区． 在水量 1 条件下，铸坯 在矫直区的表面和角部温度约在 720 ～ 940 ℃ 之间，而 在水量 2 条件下矫直区各温度大大提升至 900 ～ 1080 ℃ ． 为验证模型的可靠性，试验中在铸机扇形段 进行铸坯表面温度测定，测定结果如图中所示，考虑到 铸坯表面氧化铁皮和保护渣的影响，故认为模型计算 · 4661 ·

汪成义等：Q420C角钢铸坯凝固传热分析及AN析出控制 1665* 结果与测定值具有较高的一致性 铸坯中的熔化情况来测定坯壳厚度，再根据经典凝固 1600 平方根公式计算综合凝固系数和液相穴长度.在 一表面温度1 1400 …-表面温度2 水量2条件下，在距离弯月面8.5m处进行2次射钉 一角部温度1 -·-角部温度2 ◆一测量值 试验，得到该处的坯壳厚度为65.7mm,模拟计算为 1200 62.2mm,误差为5.3%，详细对比如图7所示.为进一 1000 步提高模拟计算的精确性，通过对各水冷阶段的冷却 系数进行修正，修正后射钉处坯壳厚度由62.2mm微 800 增至65.4mm,与射钉测量结果65.7mm相比误差降 60 至0.5%，同时，凝固终点的位置由11.40m缩短至 10.95m,铸坯处于带液芯矫直条件. 400 100 200, ·一模拟结果 6810121416 ·一射钉公式计算 距弯月面距离m 0 图5铸坯凝固过程温度变化曲线 射钉结果65.7mm Fig.5 Variation of temperature during the billet solidification 60 模拟结果62.2mm 射钉位置85m 为进一步研究Q420C铸坯的高温和低温脆性区 间，通过Gleeble实验分析其热塑性和抗拉强度变化， 密40 结果如图6所示.以断面收缩率小于60%作为铸坯脆 性区间的判断标准，在此区间铸坯具有很高的裂纹敏 感性的.从图中可明显的看出，铸坯存在3个热塑性 区间，当温度低于1008℃时，铸坯存在低温脆性区，当 6 8 10 12 温度高于1364℃时，铸坯存在高温脆性区间，而在 距弯月面距离m 1008~1364℃时，铸坯具有较好的热塑性，且温度从 图7坯壳厚度模拟计算与射钉计算的比较 1150℃降低到900℃的过程中，铸坯热塑性迅速下降. Fig.7 Comparison of shell thickness between simulation and nail- 在低温脆性区，随温度升高抗拉强度下降较快，进入高 shooting calculation 温塑性区后，抗拉强度缓慢下降，至1400℃时，抗拉强 另外，由图7可知，数值模拟曲线凝固后期为近似 度值趋于零，当Q420C在凝固过程中受到的应力超过 开口向上的抛物线，凝固速率明显加快，而平方根定律 图中抗拉强度曲线值时，将产生裂纹 是按照平壁一维凝固传热进行计算，铸坯在接近凝固 100 140 末端时更符合圆坯一维凝固规律，故经典凝固平方根 90 一。热塑性 。一抗拉强度 120 公式d=K√已不适用于凝固后期，有必要提出 70 100 更准确的计算公式.通过数据拟合对经典平方根公式 60 80 修正，得到图8所示的射钉试验修正曲线，以曲线的拐 50 高 点位置为临界点，并结合平方根公式拟合出式(6)坯 40 60 高温塑性区 低温脆性区 壳厚度修正公式 区 40 0.66 20 20 d,=K1.548 ,(0≤l≤let）: 10 dl= (6) 500 700 80090010001100120013001400 温度℃ 式中：d、d,、d2为坯壳厚度，mm;K为综合凝固系数， 图6Q420C热塑性和抗拉强度变化曲线 Fig.6 Hot ductility and tensile strength of Q420C mm·mina5;v为拉速，m·minl;l为铸坯运行位置距 弯月面的距离，m:le4、la分别为拐点位置、铸坯完全 3凝固坯壳厚度的修正 凝固点位置距弯月面的距离，m 分析前人计算的坯壳厚度变化曲线，拐点位置一 铸坯凝固坯壳厚度是连铸生产中一个重要的中间 般出现在液相穴长度的0.75~0.85（凝固率为0.7~ 参数，它直接反映了铸坯二次冷却区的冷却状况和连 0.8)处，本文工艺下，拐点位置在液相穴长度的0.77 铸工艺的合理性，现场一般通过射钉试验观察钉子在 (凝固率为0.74)处.即在拐点之前，铸坯凝固规律满

汪成义等: Q420C 角钢铸坯凝固传热分析及 AlN 析出控制 结果与测定值具有较高的一致性． 图 5 铸坯凝固过程温度变化曲线 Fig． 5 Variation of temperature during the billet solidification 为进一步研究 Q420C 铸坯的高温和低温脆性区 间，通过 Gleeble 实验分析其热塑性和抗拉强度变化， 结果如图 6 所示． 以断面收缩率小于 60% 作为铸坯脆 性区间的判断标准，在此区间铸坯具有很高的裂纹敏 感性［13］． 从图中可明显的看出，铸坯存在 3 个热塑性 区间，当温度低于 1008 ℃时，铸坯存在低温脆性区，当 温度高于 1364 ℃ 时，铸坯存 在 高 温 脆 性 区 间，而 在 1008 ～ 1364 ℃ 时，铸坯具有较好的热塑性，且温度从 1150 ℃降低到 900 ℃的过程中，铸坯热塑性迅速下降． 在低温脆性区，随温度升高抗拉强度下降较快，进入高 温塑性区后，抗拉强度缓慢下降，至 1400 ℃ 时，抗拉强 度值趋于零，当 Q420C 在凝固过程中受到的应力超过 图中抗拉强度曲线值时，将产生裂纹． 图 6 Q420C 热塑性和抗拉强度变化曲线 Fig． 6 Hot ductility and tensile strength of Q420C 3 凝固坯壳厚度的修正 铸坯凝固坯壳厚度是连铸生产中一个重要的中间 参数，它直接反映了铸坯二次冷却区的冷却状况和连 铸工艺的合理性，现场一般通过射钉试验观察钉子在 铸坯中的熔化情况来测定坯壳厚度，再根据经典凝固 平方根公式计算综合凝固系数和液相穴长度［14］． 在 水量 2 条件下，在距离弯月面 8. 5 m 处进行 2 次射钉 试验，得到该处的坯壳厚度为 65. 7 mm，模拟计算为 62. 2 mm，误差为 5. 3% ，详细对比如图 7 所示． 为进一 步提高模拟计算的精确性，通过对各水冷阶段的冷却 系数进行修正，修正后射钉处坯壳厚度由 62. 2 mm 微 增至 65. 4 mm，与射钉测量结果 65. 7 mm 相比误差降 至 0. 5% ，同 时，凝 固 终 点 的 位 置 由 11. 40 m 缩 短 至 10. 95 m，铸坯处于带液芯矫直条件． 图 7 坯壳厚度模拟计算与射钉计算的比较 Fig． 7 Comparison of shell thickness between simulation and nail － shooting calculation 另外，由图 7 可知，数值模拟曲线凝固后期为近似 开口向上的抛物线，凝固速率明显加快，而平方根定律 是按照平壁一维凝固传热进行计算，铸坯在接近凝固 末端时更符合圆坯一维凝固规律，故经典凝固平方根 公式［14］d = K 槡l /v已不适用于凝固后期，有必要提出 更准确的计算公式． 通过数据拟合对经典平方根公式 修正，得到图 8 所示的射钉试验修正曲线，以曲线的拐 点位置为临界点，并结合平方根公式拟合出式( 6) 坯 壳厚度修正公式． d = d1 = K ( l 1. 548 ) v 0. 66 ，( 0≤l≤lbreak ) ; d2 = K ( l 4 ) v 1. 82 ，( lbreak≤l≤lsolid { ) ． ( 6) 式中: d、d1、d2 为坯壳厚度，mm; K 为综合凝固系数， mm·min － 0. 5 ; v 为拉速，m·min － 1 ; l 为铸坯运行位置距 弯月面的距离，m; lbreak、lsolid分别为拐点位置、铸坯完全 凝固点位置距弯月面的距离，m． 分析前人计算的坯壳厚度变化曲线，拐点位置一 般出现在液相穴长度的 0. 75 ～ 0. 85( 凝固率为 0. 7 ～ 0. 8) 处，本文工艺下，拐点位置在液相穴长度的 0. 77 ( 凝固率为 0. 74) 处． 即在拐点之前，铸坯凝固规律满 · 5661 ·

·1666 工程科学学报，第39卷，第11期 100 0.017%-0.022%,N质量分数的波动范围为0.006%~ 0.012%,据图可知AN的析出温度在1028~1164℃ 。·模拟计算曲线 80 一射钉公式修正 范围内波动.因此，对于连铸过程，应避免或推迟矫直 区进入AN析出“窗口”，对于轧制过程，应调整好加 60 热炉均热温度在1160~1200℃，使开轧前A1N充分固 溶，并促进第二相质点的溶解 40 0.08 8/ 0.07 20 0.06 [N=-0.0020 N=0.0040% [N=0.0030 0.05 4 6 8 10 12 0.04 距弯月面距离/m 0.03 图8射钉公式修正与模拟计算曲线的比较 Fig.8 Comparison between modified formula of nail-shooting and 0.02 simulation curve 0.01 足公式d,之后铸坯凝固加快，坯壳厚度变化满足公 800 900 10001100 1200 13001400 式d,·所以在射钉试验时，射钉位置应尽量靠前，避开 温度℃ 拐点区，以提高计算准确性. 图10不同A1、N质量分数与AN析出温度的关系 Fig.10 Relationship between different Al,N content and precipita- 4AN的析出控制 tion temperature of AlN 4.1AIN的析出热力学 4.2AN的析出动力学 Q420C钢中的铝可以细化晶粒，提高钢的强度和 连铸凝固冷却过程中，由于AN容易进行非平衡 韧性，但AN在奥氏体晶界的析出增加了铸坯裂纹的 析出，奥氏体中AN的形核较快，故在此主要考虑轧制 敏感性，因此控制连铸过程中AN的析出和加热过程 过程中的AN析出动力学.从AN一般C形析出动力 中AN的溶解对提高轧材表面质量至关重要.图9为 学曲线可以看出，在给定的析出时间内，存在着AN析 不同研究者提出的AN在奥氏体中的平衡固溶度积 出最多的温度区间.将不同温度下析出5%、95%沉淀 计算公式，傅杰等四根据实际析出量与计算析出量差 量所需的时间连成曲线，即可得到PTT曲线，而将沉 别最小的原则，选用公式lg]·N]=0.73-6180/ 淀开始时间对温度求导，可得到该C曲线沉淀最快的 T作为AIN的平衡析出量计算公式，其中，[A]、 鼻子点温度，在此温度下保温较短的时间即可得到大 N]分别表示钢中铝元素和氮元素的质量分数，T表 量的微合金碳氮化物沉淀颗粒.根据关系式(7)， 示AIN的析出温度，K 沉淀开始（析出5%）至沉淀完成（析出95%）所需的 10 时间数量级ta.s/as仅与上式中时间的指数n有关， 10-2 gNF195-74001w 从而得出关系式(8). X=1-exp(-B"), (7) (8) 10 城A-N1.79-7184/T 项N-0736180VY 1g1=↓gh（1-0.95)-1.7664 【a.05仙 元lgn1-0.05)= n 10H N=6.40-143S6wT 在实际轧制过程中，析出物在奥氏体的行核沉淀 方式主要为位错线上的形核沉淀，且形核率迅速衰减 为零刀.此形核机制下，AN的析出量与温度和时间 的关系式为： 10 1000 1100 1200 130014001500 温度/K 1g=-1.28994-21gD+ 图9AN在奥氏体中固溶度积公式的比较 Fig.9 Comparison of solid solubility formula of AIN in austenite ox1±S+5E (9) kT 根据此公式计算的不同AI、N含量和AN析出温 式中：X为转变量；B为相应系数；t为转变时间，s.o~ 度的关系如图10，试验中A!质量分数波动范围为 asas分别为开始析出、析出量为5%和95%的时间

工程科学学报，第 39 卷，第 11 期 图 8 射钉公式修正与模拟计算曲线的比较 Fig． 8 Comparison between modified formula of nail-shooting and simulation curve 足公式 d1，之后铸坯凝固加快，坯壳厚度变化满足公 式 d2 ． 所以在射钉试验时，射钉位置应尽量靠前，避开 拐点区，以提高计算准确性． 4 AlN 的析出控制 4. 1 AlN 的析出热力学 Q420C 钢中的铝可以细化晶粒，提高钢的强度和 韧性，但 AlN 在奥氏体晶界的析出增加了铸坯裂纹的 敏感性，因此控制连铸过程中 AlN 的析出和加热过程 中 AlN 的溶解对提高轧材表面质量至关重要． 图 9 为 不同研究者提出的 AlN 在奥氏体中的平衡固溶度积 计算公式，傅杰等［15］根据实际析出量与计算析出量差 别最小的原则，选用公式 lg［Al］·［N］= 0. 73 － 6180 / TAlN作为 AlN 的 平 衡 析 出 量 计 算 公 式，其 中，［Al］、 ［N］分别表示钢中铝元素和氮元素的质量分数，TAlN表 示 AlN 的析出温度，K． 图 9 AlN 在奥氏体中固溶度积公式的比较 Fig． 9 Comparison of solid solubility formula of AlN in austenite 根据此公式计算的不同 Al、N 含量和 AlN 析出温 度的 关 系 如 图 10，试 验 中 Al 质 量 分 数 波 动 范 围 为 0. 017% ～ 0. 022%，N 质量分数的波动范围为 0. 006% ～ 0. 012% ，据图可知 AlN 的析出温度在 1028 ～ 1164 ℃ 范围内波动． 因此，对于连铸过程，应避免或推迟矫直 区进入 AlN 析出“窗口”，对于轧制过程，应调整好加 热炉均热温度在 1160 ～ 1200 ℃，使开轧前 AlN 充分固 溶，并促进第二相质点的溶解． 图 10 不同 Al、N 质量分数与 AlN 析出温度的关系 Fig． 10 Ｒelationship between different Al，N content and precipita￾tion temperature of AlN 4. 2 AlN 的析出动力学 连铸凝固冷却过程中，由于 AlN 容易进行非平衡 析出，奥氏体中 AlN 的形核较快，故在此主要考虑轧制 过程中的 AlN 析出动力学． 从 AlN 一般 C 形析出动力 学曲线可以看出，在给定的析出时间内，存在着 AlN 析 出最多的温度区间． 将不同温度下析出 5% 、95% 沉淀 量所需的时间连成曲线，即可得到 PTT 曲线，而将沉 淀开始时间对温度求导，可得到该 C 曲线沉淀最快的 鼻子点温度，在此温度下保温较短的时间即可得到大 量的微合金碳氮化物沉淀颗粒［16］． 根据关系式( 7) ， 沉淀开始( 析出 5% ) 至沉淀完成( 析出 95% ) 所需的 时间数量级 t0. 95 /t0. 05 仅与上式中时间的指数 n 有关， 从而得出关系式( 8) ． X = 1 － exp( － Btn ) ， ( 7) lg t0. 95da t0. 05da = 1 n lg ln( 1 － 0. 95) ln( 1 － 0. 05) = 1. 7664 n ． ( 8) 在实际轧制过程中，析出物在奥氏体的行核沉淀 方式主要为位错线上的形核沉淀，且形核率迅速衰减 为零［17］． 此形核机制下，AlN 的析出量与温度和时间 的关系式为: lg t0. 05da t0da = － 1. 28994 － 2lgD* d + 1 ln10 × ( 1 + β) 3 /2 ΔG* + 5 /3E kT ． ( 9) 式中: X 为转变量; B 为相应系数; t 为转变时间，s． t0da、 t0. 05da、t0. 95da分别为开始析出、析出量为 5% 和 95% 的时间 · 6661 ·

汪成义等：Q420C角钢铸坯凝固传热分析及AN析出控制 ·1667· (表示在某一析出量下的时间)，s:D为位错线上析出 的温度区间内，AN在奥氏体中的沉淀析出动力学速 的临界核心尺寸，mB为系数：△G为临界形核功，J· 率最快.故在实际轧制过程中，应将终轧温度控制在 mdl;E为控制性原子的迁移激活能，Jmol. 850℃以上，以减少AIN的沉淀析出. 考虑形变储能的影响，试验钢种成分的AN在位 4试验效果 错线上行核的PTT曲线如图11所示，在800~850℃ 1100 综合考虑现有设备参数和工艺条件的前提下，根 -析出量为5% 据上述分析研究，进行Q420C钢种开发试验.试验中 1000 --·析出量为95% 保持浇铸过热度在20~40℃之间，采用低碱度Ca0- S0,渣系专用高铝钢保护渣，结晶器振动频率调节至 900 140min,各段冷却水量调节为Q结品器=150~ 800 155h,Q是段=8.0-9.01·h-,Q-段=5.5- 6.5h,二段水冷关闭，拉速稳定控制在 700 1.4mmin,保证铸坯矫直温度在950℃以上.开轧 前加热炉均热温度保持在1160~1200℃时间4h,终轧 22 23 24 25 26 27 温度控制在850~900℃之间.通过以上工艺控制手 Igt fu) 段，经过16炉次的钢种试验，成功开发出Q420C角 图11AN在奥氏体中沉淀析出时的理论计算TT曲线 钢，轧材合格率达90%，综合性能满足要求，图12所 Fig.11 Theoretically calculated PIT curves of AlN precipitation in 示为试验铸坯和轧材典型合格试样. austenite (a 图12Q420C铸坯(a)和轧材(b)典型合格试样 Fig.12 Typical qualified samples of billet (a)and rolled material (b)of Q420C 850℃以上可减少A1N的沉淀析出. 5结论 (4)通过工艺参数的优化设计，研制开发的 (1)建立铸坯凝固传热计算模型，采用弱冷可以 Q420C角钢轧材平均合格率达到90%，且综合性能指 使铸坯在900℃以上的单相奥氏体区矫直，通过 标符合要求 Gleeble实验得出，当温度低于1008℃时，铸坯存在 低温脆性区，当温度高于1364℃时，铸坯存在高温脆 参考文献 性区间，而在1008~1364℃时，铸坯具有较好的热 塑性. Zhang S J,Wang Y B.Cryogenic britleness testing research to (2)根据射钉试验的测定结果，对模拟计算的铸 Q420 and Q460 high tensile steel used for power transmission tow- 坯凝固坯壳厚度曲线进行修正，且铸坯在凝固后期凝 er.Inner Mongolia Electric Power,2010,28(5):5 固速率加快，已不满足经典平方根公式，本文提出了能 (张少军，王艳波.输电线路杆塔用0420C、0460高强度钢低 更好符合铸坯凝固规律的修正公式. 温脆性试验研究.内蒙古电力技术，2010,28(5)：5) 2] (3)对AN析出热力学和动力学分析，得出试验 Huang L S.Wang C Q,Chen Q W.Development of Q420 high 钢种的AN析出温度在1028~1164℃之间波动，应根 strength angle steel for transmission tower.J Anhui Unie Technol Nat Sci,2011,28(1):27 据氮和铝的成分避开在AN析出“窗口”内矫直，轧制 (黄礼胜，汪崇青，陈其伟.Q420级铁塔用高强度角钢的开 前应使加热炉均热温度在1160~1200℃，促进A1N的 发.安徽工业大学学报（自然科学版），2011,28(1)：27) 充分固溶.在800~850℃的温度区间内，AN在奥氏 B]Cai KK.Quality Control of Continuous Casting Billet.Beijing: 体中的沉淀析出动力学速率最快，将终轧温度控制在 Metallurgical Industry Press,2010

汪成义等: Q420C 角钢铸坯凝固传热分析及 AlN 析出控制 ( tda表示在某一析出量下的时间) ，s; D* d 为位错线上析出 的临界核心尺寸，nm; β 为系数; ΔG* 为临界形核功，J· mol － 1 ; E 为控制性原子的迁移激活能，J·mol － 1 ． 考虑形变储能的影响，试验钢种成分的 AlN 在位 错线上行核的 PTT 曲线如图 11 所示，在 800 ～ 850 ℃ 图 11 AlN 在奥氏体中沉淀析出时的理论计算 PTT 曲线 Fig． 11 Theoretically calculated PTT curves of AlN precipitation in austenite 的温度区间内，AlN 在奥氏体中的沉淀析出动力学速 率最快． 故在实际轧制过程中，应将终轧温度控制在 850 ℃以上，以减少 AlN 的沉淀析出． 4 试验效果 综合考虑现有设备参数和工艺条件的前提下，根 据上述分析研究，进行 Q420C 钢种开发试验． 试验中 保持浇铸过热度在 20 ～ 40 ℃ 之间，采用低碱度CaO-- SiO2渣系专用高铝钢保护渣，结晶器振动频率调节至 140 min － 1，各段冷却水量调节为 Q结晶器 = 150 ～ 155 t·h － 1，Q足辊段 = 8. 0 ～ 9. 0 t·h － 1，Q一段 = 5. 5 ～ 6. 5 t·h － 1，二 段 水 冷 关 闭，拉 速 稳 定 控 制 在 1. 4 m·min － 1，保证铸坯矫直温度在 950 ℃ 以上． 开轧 前加热炉均热温度保持在 1160 ～ 1200 ℃时间 4 h，终轧 温度控制在 850 ～ 900 ℃ 之间． 通过以上工艺控制手 段，经过 16 炉次的钢种试验，成功开发出 Q420C 角 钢，轧材合格率达 90% ，综合性能满足要求，图 12 所 示为试验铸坯和轧材典型合格试样． 图 12 Q420C 铸坯( a) 和轧材( b) 典型合格试样 Fig． 12 Typical qualified samples of billet ( a) and rolled material ( b) of Q420C 5 结论 ( 1) 建立铸坯凝固传热计算模型，采用弱冷可以 使铸坯 在 900 ℃ 以 上 的 单 相 奥 氏 体 区 矫 直，通 过 Gleeble 实验得出，当温度低于 1008 ℃ 时，铸坯存在 低温脆性区，当温度高于 1364 ℃ 时，铸坯存在高温脆 性区间，而 在 1008 ～ 1364 ℃ 时，铸 坯 具 有 较 好 的 热 塑性． ( 2) 根据射钉试验的测定结果，对模拟计算的铸 坯凝固坯壳厚度曲线进行修正，且铸坯在凝固后期凝 固速率加快，已不满足经典平方根公式，本文提出了能 更好符合铸坯凝固规律的修正公式． ( 3) 对 AlN 析出热力学和动力学分析，得出试验 钢种的 AlN 析出温度在 1028 ～ 1164 ℃ 之间波动，应根 据氮和铝的成分避开在 AlN 析出“窗口”内矫直，轧制 前应使加热炉均热温度在 1160 ～ 1200 ℃，促进 AlN 的 充分固溶． 在 800 ～ 850 ℃ 的温度区间内，AlN 在奥氏 体中的沉淀析出动力学速率最快，将终轧温度控制在 850 ℃以上可减少 AlN 的沉淀析出． ( 4 ) 通 过 工 艺 参 数 的 优 化 设 计，研 制 开 发 的 Q420C 角钢轧材平均合格率达到 90% ，且综合性能指 标符合要求． 参 考 文 献 ［1］ Zhang S J，Wang Y B． Cryogenic brittleness testing research to Q420 and Q460 high tensile steel used for power transmission tow￾er． Inner Mongolia Electric Power，2010，28( 5) : 5 ( 张少军，王艳波． 输电线路杆塔用 Q420C、Q460 高强度钢低 温脆性试验研究． 内蒙古电力技术，2010，28( 5) : 5) ［2］ Huang L S，Wang C Q，Chen Q W． Development of Q420 high strength angle steel for transmission tower． J Anhui Univ Technol Nat Sci，2011，28( 1) : 27 ( 黄礼胜，汪崇青，陈其伟． Q420 级铁塔用高强度角钢的开 发． 安徽工业大学学报( 自然科学版) ，2011，28( 1) : 27) ［3］ Cai K K． Quality Control of Continuous Casting Billet． Beijing: Metallurgical Industry Press，2010 · 7661 ·

·1668 工程科学学报，第39卷，第11期 (蔡开科.连铸坯质量控制.北京：治金工业出版社，2010) dustry Press,2008 4]Suzuki H G,Nishimura S,Imamura J,et al.Embrittlement of (蔡开科.连铸结晶器.北京：治金工业出版社，2008) steels occurring in temperature range from 1000 to 600C.IS/J [13]Yamanaka A,Okamura K,Nakajima K.Critical strain for inter- 1t,1984,24(3):169 nal crack formation in continuous casting.Ironmaking Steelmak- 5]Yoon JK.Applications of numerical simulation to continuous cast- ing,1995,22(6):508 ing technology.ISIJ Int,2008,48(7):879 [14]Cai KK,Pan Y C,Zhao J G.500 Questions of Continuous Cast- 6]Lally B,Biegler L.Henein H.Finite difference heat -transfer ing Steel.Beijing:Metallurgical Industry Press,1994 modeling for continuous casting.Metall Trans B,1990,21 (4): (蔡开科，潘毓淳，赵家贵.连续铸钢500问.北京：治金工 761 业出版社，1994) 7]Tieu A K,Kim I S.Simulation of the continuous casting process [15]Fu J,Liu Y C,Wu H J.Precipitation and effect of nano nitrides by a mathematical model.Int Mech Sci,1997.39(2):185 in HSLC steel.Sci China,2008,38(5):797 [8]Zhang Z X,Min Y,Jiang M F.Mathematical simulation of con- (傅杰，刘阳春，吴华杰.HLC钢中纳米氮化物的析出与作 tinuous casting process of round billet solidification of 37Mn5 用.中国科学，2008,38(5)：797) steel.J Northeastern Univ Nat Sci,2010,31(7):966 6] Yong Q L,Chen M X,Pei H Z,et al.Theoretical calculation (张志样，闵义，姜茂发.37M5连铸圆坯凝固过程数学模 for PIT curve of microalloy carbonitride precipitated in ferrite.J 拟.东北大学学报（自然科学版），2010,31(7)：966) Iron Steel Res,2006,18(3)30 Hanao M,Kawamoto M,Yamanaka A.Crowth of solidified shell (雍岐龙，陈明昕，裴和中，等.微合金碳氮化物在铁素体中 just below the meniscus in continuous casting mold.IS//Int, 沉淀析出的TT曲线的理论计算.钢铁研究学报，2006,18 2009,49(3):365 (3):30) [10]Cai K K,Yang JC.Investigation of heat transfer in the spray 171 Wang Y,Zhao A M,Chen YL,et al.Effect of coiling tempera- cooling of continuous casting.I Unir Sci Technol Beijing,1989, ture on the AlN precipitation,microstructure and mechanical 11(6):510 properties of low carbon steel.J Univ Sci Technol Beijing,2010, [11]Choudhary S K,Mazumdar D.Mathematical modeling of fluid 32(6):748 flow,heat transfer and solidification phenomena in continuous (王岩，赵爱民，陈银莉，等.卷取温度对低碳钢组织性能及 casting of steel.Steel Res Int,1995,66(5):199 AN析出行为的影响.北京科技大学学报，2010,32(6)： [12]Cai KK.Continuous Casting Mold.Beijing:Metallurgical In- 748)

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