IF钢中成分及夹杂物的过程控制分析

东北大学博士学位论文 摘要 IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 摘 要 近几年来，由于IF钢具有优良的深冲性和无时效性，已逐渐成为继沸腾钢和铝镇静 钢之后的新一代冲压用钢，是一个国家汽车用钢板生产水平的标志。目前，中国的IF 钢生产处于初级发展阶段，可以满足中低档轿车和卡车用钢板的质量要求，中高档轿车 用高品质钢板仍然需要大量进口，尤其是对于表面质量要求非常严格的汽车面板，与国 外同类型IF钢产品的质量差距更大。 本论文首先通过工业试验及取样分析，系统研究IF钢中成分及夹杂物在转炉冶炼、 RH真空精炼、连铸等各个工序的变化规律，进而对IF钢中成分及夹杂物的过程控制进 行分析，并提出相应的解决措簏和研究方向：然后通过数学物理模拟，系统研究IF 钢连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为，在此基础上对IF钢连铸工艺参数和浸入式水 口结构参数进行分析评价和优化设计，并成功应用于IF钢连铸工业生产，取得良好效 果。 本论文的主要研究成果如下： (1)IF钢连铸坯中的碳、氮含量分别为22X10～、21×10曲，在RH脱碳结束之后的 增碳量可降低至ll×10一，在转炉冶炼终点之后的增氮量可降低至9×10～。 (2)在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中的全氧含量为16×10～，夹杂物含量的平均值为 0 92 mg．(10kg)～，达到世界先进水平。 (3)IF钢连铸坯中的夹杂物主要有A1203系群络状夹杂物、A1203系块状夹杂物、 A1203一CaO系或A1203一CaO—Si02系兴杂物、A1203-Ti203系夹杂物等4种类型。大 型A1203系块状夹杂物和A1203一CaO—Si02系夹杂物是造成鞍钢IF钢冷轧板表面 缺陷的主要原因。 (4)随着水口吹气量的增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧，尤其浸入式水口附 近的液面波动明显加剧，卷渣和液面裸露的几率均逐渐增大；但同时冲击深度逐 渐减小，利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (5)对于断面尺寸为(1060mm、1280ram)×230mm的连铸结晶器而言，建议均采 用15。正方形水口，当上水口吹气量为6L／min、上滑板吹气量为2L／min、水口插 入深度为290mm时为最佳。对于断面尺寸为1550mm×230mm的连铸结晶器而 言，建议采用150正方形水口，当上水口吹气量为4L／rain、上滑板吹气量为2L／rain、 拉速为1．3m／rain、水口插入深度为290mm时为最佳。 l 东北大学博士学位论文 摘要 (6)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，在正常浇注条件下连铸 中间包至结晶器之间的IF钢中全氧含量下降ll×10一，连铸坯上、下表层处的夹 杂物含量分别下降53．1％、85．9％。 (7)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，与连铸中间包试样相比 较，在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中夹杂物的主要变化规律如下： a) A1203系群络状夹杂物的数量明显减少，尺寸也有所减小，一般为159in 40p．m。 b) A1203系块状夹杂物的数量和尺寸均有所增大，一般为20／am～409m。 C) A1203一CaO系或A1203一CaO-Si02系夹杂物基本消失。 d) A1203一Ti203系夹杂物的数量有所减少，尺寸稍有增大，大多数为10p．m～ 601xm。 这表明连铸结晶器可以有效去除1F钢中的夹杂物，同时无明显的结晶器卷渣和 二次氧化。 本论文的研究成果对于解决IF钢冷轧汽车面板出现的表面质量问题，对于我国IF 钢生产的进一步发展均具有重要的理论价值和现实意义。 关键词：IF钢；夹杂物：卷渣；钢液流场；水口吹氩；结晶器 东北大学博士学位论文 ABSTRACT Control of Chemical Composition and Inclusions in IF Steel ABSTRACT Owing to its excellent deep stamping and no—aging performances，IF steel becomes a new generation of stamping steel following boiling steel and aluminium killed steel and represents the development 1evel of steel sheets for automobiles in a country．Now,IF steej’S manufacture is in an elementary development stage in China．And China’S IF steel can meet the quality demands for trucks and low-grade automobiles，Large numbers of high quality steel sheets for the top grade automobiles must be imported．Expecially,for skin plates with very strict surface quality,there is much greater disparity between foreign and China’S product quality． By means of industrial test and sampling，variation regulations of chemical composition and inclusions in IF steel from BOF smelting，RH refining to continuous casting are studied in this work．The controllevel of chemical composition and inclusions in IF steel iS analyzed Correspondingly，some measurements and study trends are put forward．By mearls of mathmatics and ph)，sical modeling，steel fluid’S flow and slag entrapments in a mold for IF steel’S are investigated，and the technological parameters for continuous casting and structural parameters of SEN are evaluated and optimized．ne optimum parameters are applied to IF steel’S industrial manufacture，and the good results are acquired． Some important results ofthis work are as follows． (1)Carbon content and nitrogen content of IF steel’S slab are 22×10。and 2l×10～． respectively．Carbon pickup for IF steel after RH decarburizing is 1 1×1 0一．And nitrogen pickup for IF steel after BOF smelting is 9×1 0～． (2)Total oxygen content and inclusion content of IF steel’S slab are 1 6×1 0曲and O．92 mg·(10kg)一，respectively,being international advanced level． (3)There are 4 style of inclusions in IF steel’S slab，which are the cluster inclusions of A1203 system，block inclusions of A1203 system，inclusions of A1203一CaO or A1203-CaO-Si02 system，and inclusions of A1203一Ti203 system．Big block inclusions of A1203 system and inclusions of A1203·-CaO-·Si02 system is the main factor causing the surfa6e defects ofIF steel’S slab． (4)With increasing the gas flow of SEN，the surface flunctuation in a mold is enhanced， lII 东北大学博士学位论文 ABSTRACT especially near SEN，which increases the probability of slag entrapments and steel bareness，and the impact depth is decreased，which favors removing inclusions from steel liquid and forming solidification shell in a mold． (5)For the mold of(1060nml，1280ram)×230mm，SEN with 15。square exits should be adopted．When the gas flow of the upper nozzle and the sliding-panel is 6L／min and 2L／rain，respectively,the immersion depth of SEN is 290ram，the good results for continuous casting will be aRained．For the mold of 1 550mm×230mm，SEN with 1 5。 square exits should be adopted When the gas flow of the upper nozzle and the sliding-panel is 4L／min and 2L／min，respectively，the immersion depth of SEN is 290mm，the good results for continuous casting will be attained． (6)After optimization．total oxygen content of IF steel is decreased by 1 1×1 0。from tundish to mold，and incluslon content of the upper smface layeg the lower surface layer ofIF steel decreases 53．1％，85．9％，respectively． (7)After optimization，compared with steel samples from tundish，the inclusion characteristics of IF steel’S slab are as follows： 曲the number and size of the cluster inclusions of A1203 system are decreased，and meir size iS 1 51xm～409m； b)the number and size of the block inclusions of A1203 system are increased，and their size is 20pm～40“m； c、the inclusions ofAl203一CaO or A1203-CaO—Si02 system disappear； d)the number of the inclusions of A1203-Ti203 system is decreased，and their size is increased，mostly being 10pm～60p_m． It shows that the mold can efficiently reduce the inclusions of IF steel，and slag entrapments mad steel reoxidation in the mold can be controlled． The results of this work have an important theoretical value and practice significance for preventing the surface defects of skin plates for automobiles and developing 1F steel’S technology． Key words：IF steel；inclusion；slag entrapment；flow field；argon blowing；mold 独创性声明 本人声明，所呈交的学位论文是在导师的指导下完成的。论文中取得 的研究成果除加以标注和致谢的地方外，不包含其他人己经发表或撰写过 的研究成果，也不包括本人为获得其他学位而使用过的材料。与我一同工 作的同志对本研究所做的任何贡献均己在论文中作了明确的说明并表示铡 意。 学位论文作者签名：伍抖 日 期：200‘．5．文 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者和指导教师完全了解东北大学有关保留、使用学位论 文的规定：即学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和 磁盘，允许论文被查阅和借阅。本人同意东北大学可以将学位论文的全部 或部分内容编入有关数据库进行检索、交流。 (如作者和导师不同意网上交流，请在下方签名；否则视为同意。) 学位论文作者签名： 导师签名： 签字日期： 签字日期： 东北大学博士学位论丈 第一章绪论 第一章绪 论 弟一早三百了匕 1．1引言 采用钛、铌等强碳氮化合物形成元素，将超低碳钢中的碳、氮等间隙原子完全固定 为碳氮化合物，从而得到的无间隙原子的洁净铁素体钢，即为超低碳无间隙原子钢 (Interstitial Free Steel)，简称为IF钢[1’”。典型的IF钢成分设计如表1．1所示，其成分 特点如下： ①超低碳氮； 研究发现，固溶碳和固溶氮严重损害IF钢的塑性应变比叽一般IF钢中碳含量小 于50x 10～，氮含量小于50X 10缶【”。降低钢中碳、氮等间隙原子的含量，可以明显改 善IF钢的塑性应变比，同时能够减少钛、铌等合金消耗。 ②微合金化； IF钢生产的关键所在，就是通过钛、铌处理最终清除钢中的碳、氮等间隙原子，得 到洁净的铁索体基体，从而完全消除碳、氮等间隙原子的不利影响。研究发现，通过适 当的钛、铌处理后，IF钢的塑性应变比大大增加 01。 表1．1 IF钢的化学成分(hi分数，％)【3。6 ③钢质纯净。 除碳、氮等间隙原子的含量被严格控制外，IF钢中氧、硫等杂质元素也必须尽可能 降低。研究发现，由于锰与碳、氮等间隙原子的交互作用，其对于IF钢的塑性应变比 有不利影响，当碳、氮等间隙原予被完全固定后，这种不利影响可减小㈨。在生产高强 IF钢时，应适当增加硅、锰、磷等铁索体强化元素的含量，但是必须考虑其对于成形性 东北大学博士学位论文 第一章绪论 的影响作用【”J。 近几年来，由于IF钢具有优良的深冲性和无时效性，在国际范围内取得飞速发展， 逐渐成为继沸腾钢(第一代冲压用钢，如08F钢)和铝镇静钢(第二代冲压用钢，如 08AI钢)之后的新一代冲压用钢，是一个国家汽车用钢板生产水平的标志，代表着当今 世界冲压钢板生产的最高水平和发展方向‘玎。1”。 目前，IF钢已广泛应用于汽车、家电制造业等【16】。以IF钢为代表的汽车钢板主要 包括以下三个产品系列【l 7J： ①减重节能为目标的高强度钢板系列； ②以提高成形性能为目标的深冲钢板系列： ③以提高防腐能力为目标的镀层钢板系列。 IF钢生产在国外发展迅速，以日本为例，20世纪末日本的IF钢年产量已超过1000 万吨，并呈逐年上升趋势[I 91。许多大型钢铁公司均积极发展IF钢生产，如日本的川崎 制钢公司、新日铁公司，德国的Thyssen钢铁公司、Hoesch钢铁公司，美国的Armco 钢铁公司、Inland钢铁公司，韩国的浦项钢铁公司等，其IF钢年产量均在100万吨以上 120-2sl。 我国研制IF钢始于1989年，宝钢集团公司、鞍钢集团公司、武钢集团公司、攀钢 集团公司、本钢集团公司等先后开展IF钢的研究开发工作，并大力发展IF钢生产[26-30】。 目前，我国的IF钢生产已具有一定规模，但仍处于初级发展阶段。以汽车板用IF钢为 例，国产的IF钢仅可以满足中低档轿车和卡车用钢板的质量要求，中高档轿车用高品 质钢板仍然需要大量进口，尤其是对于表面质量要求非常严格的汽车面板，与国外同类 型IF钢产品的质量差距更大f3l，3m。 研究发现，钢中的成分和夹杂物对于IF钢的性能影响显著【33_3蚋。如若生产表面无缺 陷的汽车面板(05板)，必须严格控制IF钢中夹杂物的数量、类型、形态及其分布状 况口’36】。因此，针对IF钢存在的表面质量问题，开展IF铜成分及夹杂物的过程控制研 究成为当务之急，其研究成果对于我国IF钢生产的进一步发展具有重要的理论价值和 现实意义。 1．2文献综述 1．2．I IF钢生产工艺的发展现状分析 国内外IF钢的生产工艺流程一般为铁水预处理一转炉冶炼一RH真空精炼一连铸一 热轧一冷轧一退火一平整13，37,381。每一个工序均在不同程度上影响IF钢的最终产品性 能。 为保证IF钢的最终产品性能，国内外IF钢生产工艺的技术要点总结如表1．2所示。 2 东北大学博士学位论文 第一章绪论 表1．2国内外IF钢生产工艺的技术要点口，4，8，13,17—38】 Table 1．2 Key technologies ofIF steels 工序 技术要点 I．超低碳； 炼钢 2．微合金化； (铁水预处理一转炉冶炼一RH真空精炼一连铸) 3．钢质纯净。 1．均匀细小的铁索体晶粒； 热轧 2 粗大稀疏的第二相粒子。 冷轧 1．尽可能大的冷轧压下率。 退火 ：：囊篓鲁暴誓蓑篙芋大： 要实现IF钢成分及夹杂物的严格控制 必须对炼钢(铁水预处理一转炉冶炼一RH 真空精炼一连铸)生产工艺进行系统优化。 日本新日铁公司1F钢的炼钢生产工艺及其 3 东北大学博士学位论文 第一章绪论 控制措施如表1．3所示，该公司先后采用22项控制措施对IF钢的炼钢生产工艺进行系 统优化。 1，2．1．1铁水预处理工序 在进行lF钢生产时，必须进行铁水预处理，其目的是： ①减少转炉冶炼过程中的渣量，从而减少出钢过程中的下渣量； ②降低转炉冶炼终点钢液和炉渣的氧化性； ③提高转炉冶炼终点炉渣的碱度和MgO含量。 采用喷吹金属镁和活性石灰对铁水进行脱硫，可使入炉铁水中的硫含量控制在 O．0030％以下。而通过喷吹含镁和CaC2，可使入炉铁水中的硫含量降至0．010％以下刚1， 4 21。 1．2．1．2转炉冶炼工序 总结国内外关于IF钢转炉冶炼的研究成果【3,43-45]，可归纳为： ①采用顶底复吹转炉进行冶炼，降低转炉冶炼终点钢液氧含量； ②实现转炉冶炼动态模型控制，提高转炉冶炼终点钢液碳含量和温度的双命中率； ③提高铁水比，入炉铁水的硫含量小于0．003％； ④控制矿石投入量； ⑤提高氧气纯度，控制炉内保持正压； ⑥转炉冶炼后期增大底部惰性气体流量，加强溶池搅拌： ⑦转炉冶炼后期采用低枪位操作； ⑧将转炉冶炼终点钢液的碳含量由O．02％～O．03％提高至O．03～O．04％； ⑨采用出钢挡渣技术； ⑩出钢过程中不脱氧，只进行锰合金化处理： ⑥采用钢包渣改质技术。 1．2。1．3 RH真空精炼工序 总结国内外关于IF钢RH真空精炼的研究成果B 46’5。J，可归纳为： ①严格控制RH真空精炼之前钢液中的碳含量、氧含量和温度； ②采取RH真空精炼前期吹氧强制脱碳方法： ⑧增大RH真空脱碳后期的驱动气体流量，增加反应界面。 ④减少RH真空槽冷钢； ⑤采用海绵钛替代钛铁合金； ⑥建立合理的RH真空精炼过程控制模型； ⑦进行RH炉气在线分析、动态控制； ⑧采用钙处理技术。 1_2．1．4连铸工序 总结国内外关于IF钢连铸生产的研究成果f3，51彤】，可归纳为： 4 东北大学博士学位论文 第一章绪论 ①采用钢包下渣自动检测技术； ②加强大包一长水口之间的密封； ③连铸中间包使用之前采用氩气清扫； ④提高大包滑动水口开启成功率： ⑤采用连铸浸入式长水口； ⑧采用大容量连铸中间包，并进行钢液流场优化； ⑦保证连铸中间包内钢液面相对稳定，且高于临界高度： ⑧采用低碳碱性连铸中间包包衬和覆盖剂： ⑨采用低碳高粘度连铸结晶器保护渣： ⑩采用连铸结晶器液面自动控制技术，确保液面波动小于±3mm。 1．2．2 IF钢成分及夹杂物控制的研究现状分析 1．2．2．1 IF钢中碳含量的控制 IF钢中碳含量的控制技术主要包括以下三个方面： (1)转炉冶炼终点碳的控制； 在IF生产时，日本川崎制钢公司∽391、美国Inland钢铁公司【23，56JSn宝钢烨，4叼将转 炉冶炼终点钢液中的碳含量控制为O．03％～O．04％，氧含量控制为O．05％～O．065％，德 国Thyssen钢铁公司【21，223认为转炉冶炼终点钢液的最佳碳含量为0．03％，最佳氧含量为 O．06％。 (2)RH真空脱碳； 美国Inland钢铁公司盼561在IF钢生产时，采用RH．OB进行深脱碳处理。RH．OB 的真空脱碳过程主要分为以下两个阶段： ①强制脱碳阶段 从开始至第8rain，R／-／．OB采取吹氧强制真空脱碳方法，真空度为4 kPa～8 kPa。在 此阶段，钢液中的碳含量可从0．03％～O．04％降低至8×104左右。 ②自然脱碳阶段 从第8rain至第12min，RH．OB停止吹氧，进行自然真空脱碳方法，真空度小于266 Pa。在此阶段，钢液中的碳含量可从80×104降低至20×104以下。 为满足钢种和多炉连浇的要求，提高RH脱碳速度是IF钢生产的一个关键性问题， 为此宝钢㈣55,57】采用以下两种方法： ①在RH脱碳初期采用硬脱碳方式，真空室压力快速下降，加速脱碳； ②在RH脱碳后期通过OB喷嘴的环缝吹入较大量的氩气，增加反应界面。 针对武钢【3，58IRH真空设备存在的抽气能力过小的问题，该公司开发出如下的RH真 空脱碳技术： 东北大学博士学位论文 第一章绪论 ①提高浸渍管的寿命，尤其是延长大直径的使用时段； ②加大驱动氩气流量，并实现石英浸渍管内径扩大的动态调整： ③真空室快速减压。 采用以上技术后，在RH真空脱碳过程中可在15min～20min内将IF钢中碳含量降 低到0．001 5％左右。 (3)防止RH后钢液增碳。 在RH真空脱碳处理之后，必须严格控制IF钢的增碳。图1．1给出了可能导致IF钢 增碳的各种影响因素。 RH脱碳结束(IF钢中碳含量为15x 10～～20×104) { RH真空室内的合金及冷钢增碳 l 钢包覆盖剂增碳 包利、长水口、滑板等钢包耐火材料增碳 l 连铸中间包覆盖剂增碳 包衬、塞棒、浸入式水口、滑板等中间包耐火材料增碳 4 连铸结晶器保护渣增碳 圈1．1 IF铜增碳的影响因素【58，59】 Fig．1，I Factors ofcarbon pick-up in IFsteels F『本新同铁公司【4。， 4 7】在IF钢生产时，采用超低碳多孔镁质钢包覆盖剂、超低碳中间 包覆盖剂和低碳空心结晶器保护渣、低碳长水口和浸入式水口、结晶器液面控制仪等措 施，控制从RH真空精炼结束到连铸成坯过程中的钢液增碳，IF钢的钢液增碳量可稳定 控制在8×10-6～9×10～，甚至可以达到2．6x 10～。 宝钢144，49，581在IF钢生产时，采用低碳高碱度中间包覆盖剂和低碳高粘度结晶器保护 渣，同时减少Rtt真空槽冷钢(冷钢不仅对Rtt真空脱碳不利，而且容易引起RH脱碳 之后的钢液增碳>，控制从RH真空脱碳之后的钢液增碳，IF钢的钢液增碳量可稳定控 制在7×10。以内。 1．2．2．2 IF钢中氮含量的控制 IF钢的降氮问题主要在转炉内解决。当IF钢中氮含量小于0．002％时，RH真空精 炼过程中降氮非常困难，若密封性能不好还可能导致钢液增氮‘31。因此，在IF钢生产过 程中，减少转炉冶炼终点的氮含量和避免钢液增氮是获得超低氮IF钢的主要途径。 宝钢h 44,491在IF钢生产时，采取的主要技术措施包括： ①高铁水比，控制矿石投入量； ②提高氧气纯度，控制炉内为正压； ⑧转炉冶炼后期采用低枪位操作； 6 东北大学博士学位论文 第一章绪论 ④提高转炉冶炼终点控制的命中率和精度，不允许再吹； ⑤钢包水口和长水口连接处采用氢气和纤维体密封： ⑥全程底吹氩气搅拌。 采用以上措施后，RH真空精炼终点的IF钢中氮含量可控制在20×104以下，平均 为13×10一。在浇注过程中IF钢的增氮量可控制在15×104以下。目前，宝钢可以批量 生产氨含量小于20X 10。6的超低氮IF钢n 44,491。 台湾中钢公司[60]在IF钢生产时，采用如下技术控制钢液中的氮含量： ①转炉冶炼过程中，增加铁水比和溶剂量，形成较厚渣层，以增加CO气体在渣层 中的停留时间，并使钢液与大气隔离，降低钢液的吸氮几率。在转炉冶炼结束之 前，向炉内加入白云石，产生的大量CO气体形成正压层阻止钢液从大气中吸氮。 ③在RH真空精炼过程中，采用海绵钛替代钛铁合金，减少铁合金增氮。 ③在连铸过程中，采用长水口、氩气密封和纤维锥体密封等技术进行保护浇注。 采用以上技术后，IF钢中的氮含量可控制在30×104以下。 1．2．2．3 IF钢中氧含量的控制 IF钢中氧含量的控制技术涉及转炉冶炼、RH真空精炼和连铸等工艺环节，武钢【3，32, “1采用了以下技术： ①用顶底复吹转炉进行冶炼，降低转炉冶炼终点钢液氧含量； ②实现转炉冶炼动态模型控制，提高转炉冶炼终点钢液碳含量和温度的双命中率； ③采用挡渣出钢； ④进行钢包渣改质； ⑤采用钢包下渣自动检测技术； ⑥采用大容量连铸中间包，并进行钢液流场优化； ⑦采用碱性连铸中间包包衬和覆盖剂； ⑨采用连铸结晶器液面自动控制技术，确保液面波动小于+3ram。 采用以上技术后，IF钢连铸坯中的全氧含量可控制在10×10。6～24×10～、平均为 】8×】04的先进水乎。 同本川崎制钢公司【37，391在控制IF钢转炉冶炼终点氧含量方面主要采取以下措施： ①采用顶底复吹转炉进行冶炼； ②增大转炉冶炼后期底部惰性气体流量，加强溶池搅拌； ③将IF钢转炉冶炼终点碳含量由O．02％～O．03％提高至O．03～0．04％； ④提高转炉冶炼终点控制的成功率，减少补吹率。 日本川崎制钢公司[37，39]IF钢转炉冶炼终点炉渣的全铁含量一般为15％～25％，采用 出钢挡渣技术，钢包内炉渣的厚度应控制在50ram以下，防止出钢过程中下渣量过大会 造成钢液二次氧化严重。出钢后立即向钢包内加入炉渣改质剂，炉渣改质剂由CaC03 和金属铝组成，可将渣中的全铁含量降低到4％左右，甚至2％以下。 7 东北大学博士学位论文 第一章绪论 12．2．4 IF钢中夹杂物的控制 (1)IF钢中夹杂物的主要类型 钢中夹杂物的分类方法较多，按夹杂物尺寸可分为：超显微夹杂，均匀分布在钢中； 显微夹杂，其尺寸小于509m，与钢中氧含量有关；宏观夹杂(大型夹杂)，尺寸大于 509m，该类型夹杂颗粒大、数量少、在钢中呈偶然性分布，对产品质量危害最大。 按变形能力夹杂物可分为塑性夹杂物、半塑性变形和脆性夹杂物的夹杂物。其中， 塑性夹杂物在轧制时，沿轧制方向伸长，如MnS、FeS、MnO．Si02、Si02含量低的硅酸 盐等；半塑性夹杂物在轧制时，呈不连续延伸成链状分布，如群络状A120，、复合铝硅 酸盐等；脆性夹杂物在轧制时不发生塑性变形而成不规则分布，如A1203、Cr203、Zr02、 TiN、Ti(CN)、Si02、FeO·A1 203、MgO·A1203、CaO·6A1203、Si02含量高的硅酸盐、球 状铝酸钙等[62-65j。 IF钢中非金属夹杂物虽然数量不多，但对钢的力学性能和使用性能的影响作用却不 可忽视。钢中非金属夹杂物的危害性在于它破坏了钢基体的均匀性，造成应力集中，促 进了裂纹的产生，并在一定条件下加速裂纹的扩展，从而对钢的塑性、韧性和疲劳性能 等产生不同程度的危害作用。 (2)IF钢中夹杂物的来源分析 钢中夹杂物根据其来源可分为内生夹杂物和外来夹杂物。 连铸坯中内生夹杂物包括脱氧产物、硫化物和氮化物等。脱氧产物直径小于20btm， 由于脱氧产物碰撞长大，大部分可以上浮排除，约占钢中夹杂物总量的40％。硫化物、 氮化物在钢液凝固过程中析出。 文献[661指出，采用锰铁进行脱氧，当钢中锰含量小于0．13％时，夹杂物中MnO的 含量约小于30％，当钢中锰含量大于O．70％时，夹杂物中WMno／wF。。急剧增大，其组 成接近纯MnO，为方锰矿结构。 采用硅铁进行脱氧，当钢中硅含量较低而氧含量较高时，在1600。C温度下，其脱氧 产物不是纯Si02，随着钢中硅含量的增加，脱氧产物将逐渐由铁硅酸盐转变成Si02。 采用铝进行脱氧，在钢中铝的活度小于10×10。6的条件下，脱氧产物不是纯A1203， 而是铁尖晶石(FeO．A1203)，或者是高FeO含量的A1 203。在铝镇静钢生产过程中，虽 然铝的加入量比较高，但仍能出现铁尖晶石夹杂物，这是因为钢液中脱氧剂分布不均匀， 局部铝的活度较低，或者钢液二次氧化所致。 在工业生产中，常对钢液进行复合脱氧。采用硅锰铁进行脱氧，其脱氧产物的类型 取决于wsi／wM。2值。当ws，，wMn2高于一定值时，脱氧产物为固相Si02夹杂，当Wsi／Wm。2 低于一定值时，脱氧产物为液态锰硅酸盐夹杂。采用铝硅锰铁进行脱氧时，根据钢液中 脱氧元素的活度不同，可生成4种不同类型的夹杂物：液态铝硅酸盐、锰铝尖晶石、刚 玉及莫来石I”J。 连铸坯中外来夹杂物是从转炉冶炼、炉外精炼到连铸的过程中，钢液与空气、耐火 R 东北大学博士学位论文 第一章绪论 材料、炉渣、中间包覆盖剂和结晶器保护渣等相互作用的产物，其主要特征如下旧： ①组成复杂，～般为复合夹杂物； ②颗粒尺寸大，一般大于501．tin； ③形状不规则，有球形、多角形； ④呈偶然性分布。 外来夹杂物是指从炼钢到浇铸的全过程中，钢液与空气、耐火材料、炉渣及保护渣 相互作用的产物以及机械卷入钢液的各种氧化物。连铸坯中外来夹杂物主要来源如下 旧l： ①二次氧化产物。钢液的二次氧化有4种方式：钢液与空气接触直接吸氧：钢液 与卷入的空气相互作用：钢液与耐火材料相互作用；钢液与卷入的渣滴相互作 用。 ②卷渣。包括旋涡卷渣和钢流冲击卷渣。旋涡卷渣是在浇注后期钢包或中间包液 面较低时出现的；钢流冲击卷渣是在浇注过程中中间包或结晶器内的钢液面受 到钢流冲击而产生的。 ③耐火材料冲蚀。文献【67】指出：钢包衬、中间包衬、塞棒和水VI等耐火材料是 连铸坯中大型夹杂物的主要来源，约70％～75％的外来大型夹杂来自耐火材 料。这些夹杂物的形成是由于钢液和耐火材料之间发生的机械冲刷和化学反应 而形成的。 要提高IF钢连铸坯的洁净度就必须减少钢中的内生夹杂物和外来夹杂物，其关键就 是防止钢液在浇注过程中的二次氧化。 (3)IF钢中夹杂物的控制方法 在IF钢生产过程中，钢中夹杂物的类型、组成、尺寸和分布等都在不断地发生变 化，其变化规律受钢液成分、转炉冶炼、脱氧制度、出钢挡渣、钢包渣改质、RH精炼、 连铸机类型、中问包冶金、结晶器冶金、保护浇注及耐火材料等诸多因素的影响，必须 从整个炼钢工艺流程进行控制。 宝钢【4，44，551在IF钢连铸生产过程中采用了如下4个中间包洁净化技术： ①中间包三重堰结构，以增加钢液的平均停留时间，增大钢液的流动轨迹，促进 钢液中夹杂物上浮： ②挡墙上方使用碱性过滤器，可以吸附钢液中的夹杂物，同时使流经过滤器的钢 液流动平稳： ③中间包内衬为碱性涂料，既不氧化钢液，又能吸附夹杂物； ④采用具有良好A120，夹杂吸附能力的低碳中间包覆盖剂。 采用以上措施后，从钢包至中间包过程中IF钢的夹杂物含量可降低20％～30％。 (4)IF钢中夹杂物的检测分析 归纳钢中夹杂物的检测分析方法[68-73】，可分为两类。 9 东北大学博士学位论文 第一章绪论 第一类是在位检测分析。在位检测分析是在夹杂物和基体不分离的情况下进行的， 可分为宏观在位检测分析和微观在位检测分析。 宏观在位检测分析主要包括低倍酸浸、硫印、x射线透射、超声波检查等，可以确 定夹杂物在钢中的位置、尺寸和分布，但是不能确定钢中夹杂物的类型和组成。 微观在位检测分析主要包括光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、电子探针、能谱分 析、光谱分析等，可以确定钢中夹杂物的类型和组成，从而弥补宏观在位检测分析的不 足。 第二类是移位检测分析。常用的移位检测分析方法有电解法等。移位检测分析可以 避免基体对夹杂物的干扰，确定钢中夹杂物的类型、粒度和平均组成。但处理不当时， 可能损害钢中夹杂物的形貌。 1．2．3 IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的研究现状分析 连铸结晶器内钢液流动行为是一个复杂的湍流流动，其主要特征是不规则性、有旋 性、三维性、扩散性和耗散性【74】。从20世纪70年代以来，国内外对连铸结晶器内的锎 液流动及卷渣行为进行了大量的研究工作，特别是随着数学物理模拟技术的发展，为连 铸工艺参数和浸入式水口结构参数的优化设计提供了更为充分的理论依据。 对于板坯连铸生产而言，当采用侧孔倾角向下的双侧孔浸入式水口进行浇注时，来 自水口的钢液沿直线流向结晶器窄面，且在行进过程中不断扩张，流速逐渐降低，到达 窄面后分为上升流股和下降流股，如图1．2所示。 l 巧!!●1 k最醐 kl，’r■·劳 2 3 阕蕊 潲潲 l一浸入式水口 2一上部回流区 3一下部囿流区 图1．2连铸结晶器内的钢液流场 Fig．1．2 Flow field in a mold 上升流股沿窄面向上流动，到达弯月面后才改变方向流向水口，在液面处形成两个 回流。这两个回流对夹杂物的上浮和弯月面的波动产生直接影响，决定钢渣卷混状况， lO 东北大学博士学位论文 第一章绪论 同时也为保护渣的熔化提供热量，决定了熔渣层的厚度。 下降流股沿窄面继续下行，达到一定穿透深度后，流向结晶器中心，形成两个与上 部回流循环方向相反、范围更大的回流区，其强度向下衰减，此流股对结晶器下端及二 冷段的结晶组织产生直接影响。 所谓冲击深度即钢液流股从浸入式水口侧孔流出后向连铸结晶器下部冲击到达窄 面的碰撞点至弯月面的最大距离。研究发现，冲击深度过大，则不利于初生凝固坯壳的 形成，并导致凝固坯壳不均匀，严重时会发生漏钢事故。而冲击深度过小，则会造成液 面波动剧烈，出现卷渣现象，影响连铸坯的质量。 Kubma等【75】研究发现，连铸结晶器窄丽钢液面波动包括频率不同的两种波——短 波和长波。短波(频率lHz～2Hz)是由结晶器振动引起的；长波(频率0．1Hz)是上回 流流股对液面的冲击造成的，对连铸坯质量影响很大。 连铸结晶器内液面波动剧烈，可导致弯月面不稳定，使保护渣被卷入初生坯壳，易 出现铸坯表面夹渣，甚至发生漏钢事故；另外，液面波动不稳定会造成保护渣分布不均， 使液渣不能均匀流入初生坯壳和结晶器问的缝隙，产生不均匀的热流，导致铸坯出现纵 向裂纹。蔡开科等人【62J认为当结晶器液面波动处于±3mm～±5mm时铸坯质量最好。 包燕平等I『76]认为在连铸结晶器内，由于上升流股的作用，渣金界面处产生驻波，在 驻波波谷处，液态保护渣受从波峰处下降钢液的剪切作用，卷入钢液形成卷渣。 Nakato H等人r 7J认为连铸结晶器卷渣的发生条件可用方程f1．1)表示： (1／2)v2>0>(2a／月)+(P一反)gR (1-1) 式中v为钢液回流的表面速度，p为钢液密度，p。为熔渣密度，g为重力加速度，月为 渣粒半径，盯为熔渣表面能，r。为熔渣速度差造成的剪切力。 由方程(1—1)分析可知，随钢液上回流表面速度的增大，被卷入的渣粒直径也增大； 对相同粘度的保护渣，钢液回流的表面速度减小，不易产生卷渣。 段祟雯(73】通过受力分析阐述了连铸结晶器钢液面裸露的形成机理。当拉速较小时， 保护渣能够良好的覆盖弯月面处的钢液；随着拉速的增大，弯月面处的钢液流速增大， 摩擦力也随之增大；当增大到一定程度时，摩擦力大于浸入式水口侧壁对保护渣的反作 用力，此时保护渣将随着钢液一起向浸入式水口方向运动，于是出现液面裸露。 陈永范等[79】通过物理模拟发现，随水口插入深度的增加，钢液射流的冲击点下移， 上、下部回流区的涡心也明显下移，这样对夹杂物上浮不利；相反，则连铸结晶器内的 液面波动加剧，卷渣机会增加。 朱苗勇等【80]通过数学模拟计算了不同水口插入深度条件下的连铸结晶器内钢液流 场。随着水口插入深度的增加，熔池表面附近向上运动的回流范围变得越来越大，熔池 表面的湍动减弱，这有利于降低保护渣卷入的可能性，阻止产生新的夹杂物。但向下回 流的涡心位置却下移，这将减少从中间包进入结晶器中夹杂物的上浮机会，同时因将更 11 东北大学博士学位论文 第一章绪论 多的高温钢水带到结晶器下部而影响了凝固坯壳的生长速度。 手屿俊雄等【811通过物理模拟，利用连铸结晶器底部的水压计来控制液面高度，利用 激光反射式测距仪测量液面波动，用螺旋浆式流速计测定结晶液面流速，考察了液面波 高与连铸结晶器宽度、拉坯速度、水口侧孔倾角等参数之间的关系，提出了衡量液面波 动状况的液面波动指数 。 F：=—pQ,V,,(1—-sin0)．—1— (1—2) 4 D 户泽宏一等[82-851通过物理模拟，利用螺旋桨式流速计在连铸结晶器宽面方向上测量 了液面流速及其变化规律，发现水口左右两侧钢液的流速最大值交替出现；当液面流速 超过O．197m／s时，发生卷渣现象，并提出临界流速的计算公式 。 [塑铲]4 (1-3) f 3成 f D．Gupta等№871通过物理模拟，利用录像机和图象分析仪研究了连铸结晶器内的液 面波动状况，指出水口两侧的弯月面形状在相同时刻并不是轴对称的，但它们的时均液 面形状是轴对称的；液面波动幅度与水口侧孔的钢液流速成抛物线关系，液面波动幅度 和水口侧孔直径的比值与弗鲁德准数(Fr)成线性关系。在此基础上，提出了弯月面液面 波动幅度的计算公式。 Al／D=0．557吃 (1-4) 2 n． V p" 砜2百‘若蔷 (1—5) M．Gebhard等【88】通过物理模拟，采用皮托管测量水口两侧的液面速度，并利用摄影 机漩涡的位置和行为。研究发现，漩涡在水口附近出现，当水口一侧液面流速达到 峰值时，漩涡会在另一侧出现，其深度随液面流速的增大而增大。Q．L．He【8 9J在此基础 上，考察了水口偏心放置对漩涡现象的影响，指出漩涡的产生是由于液面偏心流造成的， 水口偏心放置会导致漩涡在结晶器和水口之间较宽的一侧出现，偏心程度越大，漩涡的 深度和发生频率越大。 众多的数学物理模型研究表明【90-931，当水口侧孔倾角是向下倾斜时，随着水口侧孔 倾角的增大，钢液流股对钢液面的冲击速度减弱，从而抑制了液面波动，减少了卷渣的 几率；同时，钢液流股的冲击深度增加，不利于结晶器内非金属夹杂物的上浮，并对初 生凝固坯壳产生一定的影响作用。 陈永范等㈣通过物理模拟发现，水口侧孔向下倾角的增大可使冲击深度增大，回流 区涡心略有下移，液面波动减轻。马范军等【92]通过数学模拟发现，水口侧孔向下倾角越 大，连铸结晶器内钢液面的紊动能越小，其最大值仍出现在窄面附近区域。 Ferrtti等1941研究了水口侧孔水平和向上倾斜条件下连铸结晶器内的钢液流动行为， 12 东北大学博士学位论文 第一章绪论 发现当水13侧孔水平时，结晶器内存在4个回流区；当水口侧iL向上倾斜时，随着水13 侧孔倾角的增大，结晶嚣上部2个回流区消失，并在弯月面处出现2个漩涡，结晶器内 只有2个回流区。 Tsukamoto等f95]通过物理模拟研究了不同水口侧孔形状和水口底部形状对于连铸结 晶器内钢液流动行为的影响作用。分析表明，与圆形水口相比，采用方形水口时钢液流 股的速度较大，钢液流股的冲击深度也较大，但钢液流股对结晶器窄面的冲刷作用较小， 有利于凝固坯壳的均匀生长。而采用椭圆形水口的钢液流股不稳定。当采用凸形底部结 构的水口时，钢液流股在水口下部速度大，这时会引起水口上部的回流。当使用平底形 和凹形水口，这种回流得到有效抑制。 雷洪等f96】通过数学模拟研究了不同水口侧孔形状对于连铸结晶器内钢液流动及卷 渣行为的影响作用。分析表明，与圆形水口相比，采用长方形水口能有效抑制连铸结晶 器内的卷渣形成。同时还利用薄板坯连铸结晶器物理模型，研究了水口侧孔面积对结晶 器内钢液流动行为的影响。随着水口侧孔面积的增大，钢液流股的速度逐渐减小，一方 面可以降低钢液流股冲击结晶器窄面的速度，从而使液面波动得到抑制；另一方面可以 造成钢液流股冲击结晶器窄面的位置上移，从而使液面波动更加严重。因此，水口侧孔 面积的增大对连铸结晶器内的液面波动有着正反两方面的影响作用[97】。 万晓光等【98】认为采用凹形底部结构的水口可以减少钢液流股对结晶器窄面的冲刷， 降低钢液流股在结晶器内的冲击深度，使涡心高度上升，利于夹杂物和氩气泡的上浮以 及保护渣的熔化。 在连铸生产过程中，为防止水口堵塞，常采用塞棒吹氩或水口吹氩。水口吹氩可使 浸入式水口内部形成正压力环境，氩气泡在水口内和钢液充分混合，大大减少了夹杂物 与水口内壁的接触机会，有效防止了水口结瘤。氩气泡随钢液流股从浸入式水口侧孔流 出后冲向结晶器窄面，大部分气泡会上浮。在上浮过程中，氩气泡能够和钢液中央杂物 发生碰撞并互相吸附，有利于夹杂物上浮去除。但还有部分气泡随沿窄面向下的钢液流 股冲击到结晶器的下部回流区，这部分气泡在上浮过程中，会碰到凝固坯壳的内弧侧而 被捕捉，引起泡疤、针孔和重皮等铸坯缺陷。 雷洪等【9¨通过物理模拟研究水口吹氨对结晶器内流体流动的影响。研究发现，与无 水口吹氩相比，在水口吹氩工艺条件下，由于氩气泡的浮力，明显改变了结晶器上部的 流场形态，注流冲击点上移，结晶器上回流中心上移并偏向水口。 高文芳【99】研究了三种水口吹氩方式(塞棒吹氩、水口吹氩、水口与塞棒同时吹氩) 对于连铸结晶器内钢液流动行为的影响作用，发现与单一水口欧氩相比较，水口与塞棒 同时吹氩时连铸结晶器内钢液流场的速度场及两相区气流分布更加均匀，特别是向上流 殷的速度比较大，有利于保护渣的熔化及夹杂物的上浮。 研究发现，当水口吹氩量小于某一临界值时，气泡在连铸结晶器内钢液中呈细小均 匀分布：但当水口吹气量大于这一临界值时，连铸结晶器内液面产生较大扰动，增大了 1 3 东北大学博士学位论文 第一章绪论 卷渣机会‘10 01。 综上所述，连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为是一个十分复杂的过程。虽然国内 外学者已经进行了大量的研究工作，并取得了一些具有重要价值的研究成果，但仍然还 有许多问题和现象有待于进一步深入研究。如结晶器保护渣物性参数、渣金界面处的速 度分布、水口吹氩等对于连铸结晶器内钢液卷渣行为的影响作用。 1．3本课题的研究背景 由于IF钢具有优良的深冲性和无时效性，在国际范围内取得飞速发展，逐渐成为继 沸腾钢和铝镇静钢之后的新一代冲压用钢，是一个国家汽车用钢板生产水平的标志，代 表着当今世界冲压钢板生产的最高水平和发展方向11 3‘”】。近几年来，国内外各大型钢铁 公司均积极发展IF钢生产【I””。 目前，我国的IF钢生产已具有一定规模，但仍处于初级发展阶段。以汽车板用IF 钢为例，国产的IF钢仅可以满足中低档轿车和卡车用钢板的质量要求，中高档轿车用 高品质钢板仍然需要大量进口，尤其是对于表面质量要求非常严格的汽车面板，与国外 同类型IF钢产品的质量差距更大[26-32]。 IF钢的钢液成分特点是超低碳氮、微合金化和钢质纯净。若生产表面无缺陷的汽车 面板(05板)，必须精确控制IF钢中碳、氮及其他成分的含量，严格控制IF钢中夹杂 物的数量、类型、形态及其分布状况，同时还需要系统研究IF钢连铸结晶器内的钢液 流动及卷渣行为p，”1。 文献分析可知，关于IF钢中碳、氮及其他成分过程控制的研究成果较多，但是关于 IF钢中夹杂物过程控制的研究成果相对较少，且多集中于连铸工序，尤其是关于RH 真空精炼工序IF钢中夹杂物过程控制的研究成果至今尚未见报道[3,4,8,17-38】。因此，本论 文系统研究在BOF．RH—CC生产工艺条件下IF钢中成分及夹杂物在转炉冶炼、RH真空 精炼、连铸等各个工序的变化规律，在此基础上对IF钢中成分及夹杂物的过程控制进 行分析评价，进而提出相应的解决措施和研究方向。其研究成果对于IF钢洁净度的提 高和表面质量的改善均具有理论指导意义。 IF钢连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为是一个十分复杂的过程。虽然国内外学者 已经进行了大量的研究工作，并取得了一些具有重要价值的研究成果，但仍然还有许多 问题和现象有待于进一步深入研究[74．100]。因此，本论文通过数学物理模拟，系统研究 IF钢连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为，全面考察连铸工艺参数和浸入式水口结构参 数对于连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响作用，在此基础上对IF钢连铸工艺参 数和浸入式水口结构参数进行分析评价、优化设计和工业应用。该研究成果对于IF钢 连铸工艺的发展和表面质量的改善均具有理论指导意义。 鞍钢于2000年底开始进行IF钢试生产，从2002年开始批量生产IF钢冷轧汽车面 14 东北大学博士学位论文 第一章绪论 板，并成功应用于奇瑞轿车，成为继宝钢之后国内第二家具备轿车面板批量生产能力的 钢铁企业。调研发现，鞍钢IF钢冷轧汽车面板出现较多的表面夹杂问题，由此造成的 产品废品率一度高达13％以上。这一表面质量问题已经严重制约了鞍钢冷轧汽车面板的 正常生产。 (a)表面扫描电镜 (b)纵向截面扫描电镜 图1．3 IF钢冷轧板的表面缺陷p“ Fig．1．3 Defects on the surface ofcold-rolled IF steel 对存在表面缺陷的IF钢冷轧板进行进行扫描电镜分析和电子探针分析，如图1_3所 示。分析可知，该表面缺陷为块状A1203夹杂物(A点)和CaO-Si02一A1203．MgO—Na20．K20 系夹杂物(B点)，分别来自于IF钢中A1203夹杂物和连铸结晶器卷渣。这表明，鞍钢 在IF钢中成分及夹杂物的过程控制、IF钢连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为等方面 均有待于进一步深入研究。 因此，本论文以鞍钢IF钢生产工艺为依托，开展IF钢中成分及夹杂物的过程控制 研究，其研究成果对于解决鞍钢IF钢冷轧汽车面板出现的表面质量问题，对于我国IF 钢生产的进一步发展均具有重要的理论价值和现实意义。 1．4本课题的主要研究内容 (1)采用BOF—RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 通过工业试验及取样分析，系统研究在BOF．RH—CC生产工艺条件下IF钢中成分及 夹杂物在转炉冶炼、RH真空精炼、连铸等各个工序的变化规律，在此基础上对鞍钢lF 钢中成分及夹杂物的过程控制进行分析评价，进而提出相应的解决措施和研究方向。 (2)IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 通过数学物理模拟，系统研究在水口吹氩和水口未吹氩两种工艺条件下IF钢连铸结 晶器内的钢液流动及卷渣行为，全面考察连铸工艺参数和浸入式水口结构参数对于连铸 结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响作用，在此基础上对鞍钢IF钢连铸工艺参数和浸 入式水口结构参数进行分析评价和优化设计。 东北大学博士学位论文 第一章绪论 (3)IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 通过工业试验及取样分析，将优化设计后的IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参 数应用于鞍钢IF钢连铸生产。 16 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产1F钢中成分及夹杂物的过程控制研究 第二章采用BOF—RH—CC工艺生产IF钢中成 分及夹杂物的过程控制研究 2．1研究方法 2．1．1工业试验条件 2．1．1．1工业试验的工艺路线 第一次工业试验在鞍山钢铁公司第二炼钢厂进行，其工艺路线如图2．1所示。 图2．1工业试验的工艺路线 Fig．2．1 Technology and route of industrial test 2．1．1．2铁水预处理工序 本次工业试验采用石灰+金属镁复合喷吹脱硫，平均脱硫率为80％～90％，铁水中 硫含量小于O．002％。 2．1．1．3转炉冶炼工序 本次工业试验IF钢冶炼采用180吨顶底复吹转炉，冶炼周期为41min，其中吹氧时 l剐为23min。 复吹转炉的顶吹氧枪的喷头结构为4孔拉瓦尔型喷孔，喉口直径为40mm，出口直 径为56mm，喷孔与中心线夹角为14．5。，工作压力为O．78MPa，马赫数为1．8。在冶炼 过程中，顶吹氧枪采用高一低一低的枪位变化操作制度。 复吹转炉的底部供气元件为8支内径为4ram的单管组成，均匀分布在炉底O．55D 和O．60D(D为炉底直径)圆周上。在IF钢冶炼时，全程底吹氩气，供气强度分别为 O．06m3．min"l,t’1(前期)、O．04m3．rain"1．t。1(中期)和0．08m3．min～．t’1(后期)。 在出钢过程中，加入锰铁进行脱氧，并对钢包渣进行改质处理。 2．1．1．4 RH糟炼工序 本次工业试验IF钢精炼采用RH．TB装置，RH．TB的设备参数和技术水平如表2．1 所示，其过程控制如图2．2所示。 由图2．2可知，在RH真空处理结束时的真空度分别为0．14kPa(第1炉次)和0．12kPa 17 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 (第2炉次)。与第1炉次相比较，第2炉次在第3rnin～8min期间的真空度提升速度较 馒。 表2．1 RIR．TB的设各参数和技术水平 Table 2．1 Equipmentparamemrs andtechnologicallevel ofRH—TB 项目 设备参数和技术水平 真空室 内径1963mm 真空泵 采用多级蒸气喷射泵，预抽空方式，抽真空能力650kg·h‘1 浸渍管 内径560mm，长度1660mm 吹气孔 内径8ram，2排共10个。距浸渍管下沿75mm～426mm，最大循环气体流量135mLh MESID项枪 最大供氧能力2200m3．h～，最大真空室加热速度50。·h。1 脱碳能力 <0．0015％ 脱氢能力 <0 0002％ 加热速度 6。．min一’ 处理周期 轻处理_<24min：本处理<32min：超低碳钢处理<36min 本次工业试验均采用RH精炼初期吹氧强制脱碳的操作方法。由于第1炉次钢液的 温度(1586。C)较低，故在第12rain时即加铝提温，而第2炉次钢液的温度(1618。C) 较高，故在第20min时加铝脱氧。 mn*．§g口E】ae人 图2．2 RI,t真空精炼过程控制 Fig．2．2 RH refining process 2．1．1．5连铸工序 IF浇注采用立弯式板坯连铸机，直线段为2．365m，弧形半径为9．300m，5点弯曲5 点矫直。 本次工业试验条件下，连铸结晶器断面尺寸为230ramx 1550mm，浸入式水1：3为15。 正方形水口，上水1：3和上滑板的吹气量分别为20L·min。和6L·min‘，水口插入深度 270mm，平均拉速为1．3m·rain’。。 18 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 2．1．2取样方法 本次工业试验进行1个浇次2个炉次。分别在转炉冶炼、RH真空精炼和连铸等不 |jj】工序阶段取钢液试样和熔渣试样。分别从第l炉第l块铸坯(升浇坯)、第l炉第2 块铸坯(中问坯)、第1～2炉之间的交接铸坯(交接坯)和第2炉最后l块铸坯(尾坯) 中切取连铸坯试样。 2．1 21转炉冶炼终点取样 在转炉冶炼结束之后，采用插入式定氧仪测定炉内钢液的氧括度，并从转炉内提取 钢液试样和熔渣试样。钢液试样粟用常规样勺取样器提取。 2 1．2．2RH精炼之前取样 待钢包到达RH精炼位置后，在RH精炼开始之前采用插入式定氧仪测定包内钢液 的氧活度，同时从钢包中提取钢液试样和熔渣试样各1个。 罔2．3提桶式取样器 Fig．2,3 Pail sampling 为精确测定钢中的全氧含量和氮含量，钢液取样采用特制的提桶式取样器，其具体 几何尺寸如图2．3所示。为了防止取样器表层氧化膜污染钢液试样，取样器内外原表层 均用车床车去，用充分烘烤过的木质顶盖封住取样器上口。 2．1．2_3 RH精炼过程取样 存RH精炼过程中，分别在第8min、脱碳结束(约为17min)和精炼结束时，采用 插入式定氧仪测定包内钢液的氧活度，并lII钢包内提取钢液试样和熔渣试样各1个。钢 液取样均采用特制的提桶式取样器。 21 2．4连铸中间包内取样 在连铸生产过程中，当钢包开浇20吨、60吨、90吨、120吨、150吨、180吨(结 束)时，分别在连铸中问包内浸入式水口上方200ram处附近提取钢液试样和熔渣试样 各1个。钢液取样均采用特制的提桶式取样器。 2．1．2．5连铸坯取样 19 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC工艺生产lF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 如图2．4所示，对于每1个连铸坯试样，分别制取3块内弧表层试样、3块上1／4 厚度试样和3块外弧表层试样，供大样电解分析使用，几何尺寸均为230mm X 50mm X 25mm。此外，在距窄边230mm处沿连铸坯厚度方向切取5个试样，供化学成分分析和 夹杂物金相分析佼用。 一一一一 一凰 一一一一 一一一 一 零 掣 豢一 图2．4连铸坯试样加工 Fig．2．4 Sampling and treating of slab 2．1．3检测分析手段 21．3．1化学分析 钢液试样、熔渣试样和连铸坯试样的全氧含量和氮含量采用红外分析方法测定，其 他化学成分采用常规分析方法测定。 2．1．3．2金相分析 钢液试样和连铸坯试样中夹杂物的形貌、组成、尺寸及其分布状况，采用光学显微 镜、扫描电镜、电子探针等进行检测分析。 2．1．3_3连铸坯大样电解实验 对于内弧表层试样、上1／4厚度试样和外弧表层试样，分别采用SLIME法进行大样 电解，分析连铸坯试样中大于80“rn的非金属夹杂物的形态、组成、含量和分布。 2．2结果分析与讨论 2．2．1转炉冶炼终点与RH精炼之前IF钢中成分及夹杂物的控制研究 2．2．1．1转炉冶炼终点与RH精炼之前IF钢中成分的控制研究 东北走学博士学位论文 第二章采用BOF-RH-CC S-艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 如图2．4所示，对于每1个连铸坯试样，分别制取3块内弧表层试样、3块上1／4 厚度试样和3块外弧表层试样，供大样电解分析使用，几何尺寸均为230mm×50ram× 25nml。此外，在距窄边230trml处沿连铸坯厚度方向切取5个试样，供化学成分分析和 夹杂物金相分析使用。 圈2,4连铸坯试样加工 Fig．2．4 Smnpling and treating of slab 2．1．3检测分析手段 21．3．1化学分析 钢液试样、熔渣试样和连铸坯试样的全氧含量和氮含量聚用红外分析方法测定，其 他化学成分采用常规分析方法测定。 21 3 2金相分析 钢液试样和连铸坯试样中夹杂物的形貌、组成、尺寸及其分布状况，采用光学显微 镜、扫描电镜、电子探针等进行榆测分析。 2．1．3．3连铸坯太样电解实验 对于内弧表层试样、上l，4厚度试样和外弧表层试样，分别采用SLIME法进行大样 电解，分析连铸坯试样中大于80pm的非金属夹杂物的形态、组成、含量和分靠。 2．2结果分析与讨论 2．2．1转炉冶炼终点与RH精炼之前IF钢中成分及夹杂物的控制研究 2．2．1 1转炉冶炼终点与RII精炼之前IF钢中成分的控制研究 2．2．1 1转炉冶炼终点与RH精炼之前IF铜中成分的控制研究 20 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 表2．2、表2．3分别为本次工业试验转炉冶炼终点和RH精炼之间IF钢钢液和熔渣的 化学成分。 表2．2转炉冶炼终点和RIt精炼之前钢液试样的化学成分(质量分数，％) Table 2．2 Chemical compositions ofsteel after convetler smelting and before RH refining 表2．3转炉冶炼终点和RtI精炼之前熔渣试样的化学成分(质量分数，％) Table 2．3 Chemical compositions ofslag after converter smelting and before RH refining 由表2。2及图2，5、图2．6可知，两个炉次转炉冶炼终点和Rid精炼之前的钢液中碳 含量分别为O．017％、O．054％和0．011％、O．041％，全氧含量分别为0．048％、O．028％和 0．098％、O，058％，RH精炼之前的钢液中氧活度分别为O，0476％、O．0463％。 图2．5转炉冶炼终点和RIt精炼之前IF钢中碳含量的变化 Fig．2．5 Carbon content ofIF steel after converter smelting and before RH refining RH精炼之前钢液中碳含量和全氧含量对于IF钢的RH精炼过程影响显著，如果控 制不合理将造成RH脱碳速度慢，延长RH精炼时间，影响IF钢的洁净度。F|本钢管公 司139]研究发现， RH精炼之前钢液中碳含量和全氧含量的最佳控制范围分别为O．025 ％～0．035％和O．058％～O．075％，如图2．7所示。宝钢144,491IF钢生产实践表明，RH精 炼之前钢液中碳含量和全氧含量的最佳控制范围分别为O．030％～O．040％和O．050％～ O．065％。此时，经过RH真空脱碳处理之后钢液中碳含量和全氧含量均比较低，可以减 21 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 少脱氧用铝量，提高钢液的洁净度。与日本钢管公司和宝钢相比较，鞍钢在IF钢转炉 冶炼终点控制方面仍存在一定差距，今后应该提高转炉冶炼终点的精度和稳定性。 图2．6转炉冶炼终点和RH精炼之前IF钢中全氧含量的变化 Fig．2．6 T．O content of IFsteels aller converter smelting and before RH refining W c，％ 图2．7转炉冶炼终点和RH精炼之前IF钢中碳含量和全氧含量的控制”1 Fig．2．7 Carbon content and T．O content ofIF steel after converter smelting and before RH refining 图2．8转炉冶炼终点和RH精炼之前IF钢中氮含量的变化 Fig．2．8 Nitrogen content ofIF steel after converter smelting and before RH refining 由表2．2及图2．8可知，两个炉次转炉冶炼终点和RH精炼之前的钢液中氮含量分别 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 为12×10一、18×10。和20×10。6、15×10一。鞍钢在IF钢转炉冶炼过程中采取全程底吹 氩气、提高顶吹氧气纯度、控制炉内为正压、冶炼后期低枪位操作等措施，可以有效降 低转炉冶炼终点钢液的氮含量。但是，在出钢过程中氮含量的稳定控制仍需要进一步深 入研究。 o 口 H × ^ o 一 } U re J％ 图2．9 RIt处理之后钢液中全氧含量与熔渣中全铁含量之间的关系”I Fig．2．9 T．O content ofsteel and T．Fe content ofslag after RH refining 图2．10转炉冶炼终点和妞精炼之前熔渣中全铁含量的变化 Fig．2．10 T．Fe content ofslag after converter smelting and before RH refining 研究发现，熔渣中全铁含量对于RH精炼效果影响显著，随着熔渣中全铁含量的增 加，RH处理之后钢液中的全氧含量逐渐增加。因此，对于IF钢而言，在RH精炼之前 必须对钢包渣进行改质处理，将熔渣中全铁含量控制在8．O％以下，如图2．9所示。本次 工业试验虽然也对钢包渣进行了改质处理，但是熔渣中全铁含量仍然高达28．44％(第1 炉次)和17．78％(第2炉次)，说明钢包渣的改质处理有待于进一步优化，如表2．2、 表2．3和图2．10所示。 另外，与转炉冶炼终点相比较，RH精炼之前的钢液中锰含量和熔渣中MnO含量均 有一定的增加，这是因为在出钢过程中采用锰铁进行脱氧的缘故。 2．2．1．2转炉冶炼终点与RH精炼之前IF钢中夹杂物的控制研究 图2．11为两个炉次RH精炼之前IF钢中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 由图2．1 1和表2：4可知，RH精炼之前IF钢中的夹杂物主要为MnO—FeO—A1203一CaO． Si02系球状夹杂物。第1炉次的钢液试样中夹杂物尺寸较大，在20p．m 120“m之间： 而第2炉次的钢液试样中夹杂物尺寸较小，大多数在15>m～30／am之间，个别尺寸在 70I_un左右。这与第1炉次的钢液全氧含量较高有关。 图2．11 RIt精炼之前IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．11 SEM photos On inclusions ofIF steel before RH refining 2．2．2 RH精炼过程中IF钢中成分及夹杂物的控制研究 2J2．2．1 Rid精炼过程中IF钢中成分的控制研究 表2．5、表2．6分别为本次工业试验RH精炼过程中IF钢钢液和熔渣的化学成分。 表2．5 RI-I精炼过程中钢液试样的化学成分(质量分数．％) Table 2．5 Chemical compositions ofsteel during RH refining process 浇次 取样时间 wc WM。 wN WT．O WAI。 。 RH处理之前 0．011 0．13 O 0020 O．098 0．0008 m 1 RH处理8rain 0．003 0．12 O．0015 0，079 0 0076 炉 RH处理17min 0．001 O．1l 00017 O 037 O．0071 怯r ”RH处理结束 0．002 O．17 0．0024 0 0079 0 0480 。 RH处理之前 O．041 0．16 0 0015 0．058 O．0010 ， RH处理8rain 0．005 0．18 一 一 0．0420 炉 RH处理17min 0．00l O．15 O．0016 0．0630 O．0140 聃’ “、 RH处理结束 0．002 0．1 s O．0020 O．0074 0．0550 RI-I—TB真空脱碳过程一般可分为三个阶段。 24 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 第一阶段：钢液中碳含量由0．040％降低至0．020％左右。在此期间，钢液中的碳、 氧含量都比较高， 碳氧反应激烈，喷溅严重，一般采用自然脱碳方式，或将RH的真 空度控制在1-2kPa之间，以减轻喷溅发生。在这一阶段，碳、氧在钢液中的扩散并不 是脱碳反应速度的限制性环节，脱碳时间约为5min。 第二阶段：钢液中碳含量由O．020％左右降至0。003％左右。在此期间，RH的真空 度可达到0．1kPa左右，提高真空度对RH脱碳有一定的促进作用。由于第一阶段的脱碳 反应已大量消耗了钢液中的氧，在这一阶段，脱碳反应速度主要受到钢液中氧含量的限 制。若加速脱碳反应，必须适当增加钢液中的氧含量，因此该阶段的脱碳措施一般采取 顶吹氧强制脱碳方式，脱碳时间约为15min～20min。 第三阶段：钢液中的氧含量由O，003％左右降至O．001％以下。在此期问，脱碳反应 速度极慢，即使进一步提高真空度，甚至达到O．05kPa，对RH脱碳的促进作用也不太 明显 。该阶段碳氧反应的地点己转移至钢液表面，此时，采取顶吹氧强制脱碳，同时 增加碳氧反应界面积、适当延长真空精炼时间等措施，可进一步降低钢液中的碳含量。 图2．12 RI-I糟炼过程中IF钢中碳含量的变化 Fig．2．12Carbon content ofIF steel duringRH refiningprocess 25 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH-CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 在本次工业试验条件下，两个炉次RH精炼开始时钢液中碳含量分别为O．01l％、 O．041％，全氧含量分别为0．098％、0．058％，氧活度分别为0．0476％、0．0463％。由于 第l炉次RH精炼开始时钢液中碳含量较低，而第2炉次RH精炼开始时钢液中全氧含 量较低，故本次工业试验均采取RH精炼初期强制吹氧脱碳的操作方法，以充分发挥顶 吹氧枪的功能。由表2．5及图2．12～2．14可知，两个炉次的RId脱碳速度均比较快，当 RH精炼至17rain时，钢液中的碳含量均降低至t0×10一；当RH精炼结束时，钢液中 的碳含量均为20×10～。 图2．13 RIt精炼过程中IF钢中全氧含量的变化 Fig．2．13T．O content ofIF steel duringRH refining process 图2．14 RIt精炼过程中IF钢中氧活度的变化 Fig，2．14 Oxygen activity ofIF steel during R_H refining process 分析可知，改善鞍钢RH--TB真空脱碳的工艺措施包括以下4个方面 ①快速提高RH真空度 当钢液中碳氧反应达到平衡状态时， P。／ K：—笙 (2一1) C㈣。el+OmsIcd=COg踮 acao 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH，CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 式中K为平衡常数；P”和Pco分别为大气压和CO分压，Pa；ac和ao分别为钢中 碳和氧的活度。 由方程(2一1)可知，提高RH真空度，可以降低RH真空室内的Pco，从而促进钢中 脱碳反应继续深入进行。因此，鞍钢在IF钢RH精炼过程中，采用大泵抽真空、手动和 自动控制相结合等措施，提高真空室内的排气速度，从而快速提升Im的真空度。 ②增加提升钢液的驱动气体流量 提爿钢液的驱动气体流量与钢液通过RH真空室的循环速度之间的关系式如方程 (2—2)所示¨J， Q=1 1 4G“3D“3[1n(Pc。／P。)r (2．2) 式中O为钢液循环速度，t,min～；G为提升钢液的氩气流量，dm3．rain～；D为RH钢液 上升管直径，Clll。 由方程(2—2)可知，增加提升钢液的驱动气体流量，可以加快钢液通过RH真空室的 循环速度，提高碳、氧含量高的钢液进入真空室的频率，从而有利于脱碳反应进行。同 时，增加氩气流量，可以增大钢液与氩气泡的两相接触面积，由于氩气泡本身就是碳氧 反应地点，又是反应产物CO的排除地点，因而有利于脱碳反应快速进行。另外，当氩 气泡在真空室内从钢液内释放出来时，可以造成钢液发生爆裂，形成无数个小于Imm 的液滴飞溅在真空室内气相中，其在真空室内气相中的滞留时间约2s【41，这也将会大大 促进钢液的脱碳反应。 鞍钢RH--TB提升钢液的驱动气体流量原设计为90m3．h～，现已增至140 m3．h～，钢 液通过RH真空室的循环速度相应由90t·rain。1提高到120t,min一。 ③顶吹氧强制脱碳 如前所述，在RH真空脱碳过程的第二、三阶段，采用顶枪吹氧，保持钢液中全氧 含量为O．02％～0．04％，方可达到强制脱碳目的。此时高压氧气流股冲击钢液表面产生 喷溅形成无数个小液滴飞向气相中，同时氧气流股被钢波撕碎的无数个小氧气泡进入钢 液内部，扩大了钢液与氧气的接触面积，这样不仅增加钢液的氧活度，而且还可以为脱 碳反应提供反应地点，从而大大促进RH的真空脱碳反应。 ④适当延长真空脱碳时间 随着RH真空脱碳时间的延长，钢液中的碳含量必然逐渐降低。经过统计分析，鞍 钢IF钢液的碳含量与RH真空脱碳时间之间的关系如图2．15所示。由图2．15可知，当 RH脱碳时间达到15min之后，钢液中的碳含量降低幅度趋于平缓。这表明，以目前鞍 钢RH--TB的设备条件和操作工艺，继续延长RH真空脱碳时间，对于脱碳反应并没有 明显的促进作用。在本次工业试验条件下，当RH精炼至17min时，钢液中的碳含量均 已降低至10×101。 由表2．5及图2．13～2．14可知，当RH脱碳结束时，钢液中的碳含量均为10×10一： 27 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 当RH精炼结束时，钢液中的碳含量均为20×10一。这表明IF钢在RH精炼后期出现了 增碳问题，导致增碳的主要原因是钢包耐火材料中的碳含量高达12％。建议鞍钢在IF 钢生产过程中采用微碳的镁铝尖晶石质钢包耐火材料，以有效抑制IF钢在钢包内的增 碳。该项建议已经为鞍钢IF钢工业生产所采纳，目前由于钢包耐火材料造成的IF钢增 碳量可控制在1×10。6左右。 图2．15 RH真空脱碳时间与钢液中碳含量的关系 Fig．2．1 5 Relationship between carbon content in steel and RH decarburation time 图2．16 RH精炼过程中IF钢中氮含量的变化 Fig．2．16Nitrogen contentofIF steel duringRH refiningprocess 由表2．5及图2．16可知，在RH脱碳期，钢液中的氮含量并没有明显的增加。当加 入铝、铌铁、钛铁和锰铁时，钢液中的氮含量有所增加。与RH精炼之前相比较，RH 精炼结束时钢液中的氮含量分别增加了4×10～、5×10～。 由表2．6及图2．17可知，在RH脱碳期，熔渣中A1203含量逐步增加，但是增加速 度较慢。当钢中加入铝进行脱氧时，熔渣中A1203含量迅速增加。当RH精炼结束时， 熔渣中A1203含量增加至26．95％、36．92％。熔渣中A1203含量过高不利于溶解吸收钢 液中的A1203夹杂物，因此应该适当降低RId精炼过程中熔渣的A1203含量。 由表2．6及图2．18可知，在RH精炼过程中，两个炉次熔渣中全铁含量分别在22．16 ％～28．44％和13．94％～17．78％之间，同时熔渣中MnO含量分别在12．52％～13．97％0 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH—CC_T-艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 和7．42％～8．96％之间。表明熔渣具有很高的氧化性，这也是造成RH精炼结束时钢液 中全氧含量高达O．0079％(第1炉次)、O．0074％(第2炉次)的主要原因。 图2。17 RH糖炼过程中熔渣中A1203含量的变化 Fig．2．17 A1203 content ofslag during RH refining process 图2．18 RH精炼过程中熔涟中全铁含量的变化 Fig．2，18 T．Fe content ofslag during RH refining process 2 2．2-2 RH精炼过程中IF钢中夹杂物的控制研究 (1)RH精炼8min时IF钢中的夹杂物 图2．19为两个炉次P,H精炼8min时iF钢中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子 探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．7所示。 表2．7RH精炼8min时IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．7 EPMA analysis on inclusions in IF steel at 8 min in RH 苎苎垄芏堡圭堂苎笙圭 签三主墨旦堡91墨坚：!竺三堇兰兰堡塑±盛坌墨盎查塑竺苎堡垄型堑垄 (a)MnO-FeO-A1203·CaO-Si02系球状夹杂物 (b)A1203或A[20rSi02系块状夹杂物 图2．19RH精炼8min时IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．19 SEM photos of inclusions in IF steel at 8 rain in RH (a)A】203系群络状夹杂物(b)MnO-FeO．CaO．A120z—Si02系条状夹杂物 (c)MnO-FeO。CaO-A1203一Si02系球状夹杂物 图2．20第1炉次RIi精炼17rain时IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig 2．20 SEM photos ofinclusions in IF steel at 17 min in RH for heat l# 由图2．19和表2．7可知，RH糈炼8rain时IF钢中的夹杂物主要有以下2种类型： ④MnO·FeO·A1203一CaO·Si02系球状夹杂物，除含有MnO和FeO外，还含有一定 量的A1203、CaO和SiOz等，可认为是锰铁的脱氧产物，及其与熔渣相互作用生 30 查!!垄兰堡主兰堡笙查 苎三主墨旦呈旦!：璺旦：竺竺兰堇圭芏坚塑±生坌垦查壁竺竺苎堡垄型堡垄 成的复合非金属夹杂物。该类型夹杂物的几何尺寸大多数在15”m～30斗m之间， 少数可达150pm。 ②A1203或A1203一Si02系块状夹杂物，主要为A1203块状夹杂物或A1203一Si02系块 状夹杂物，数量很少，尺寸很大，可达数百pm，属外来夹杂物。 (a)MnO—FeO—CaO·A120rSi02系球状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 图2．2l第2炉次RH精炼17min时IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．2 l SEM photos of inclusions in IF steel at 1 7 min in RH for heat 2# (2)RH精炼17rain时IF钢中的夹杂物 由图2．2可知，在本次工业试验RH精炼过程中，第1炉次在12min加铝提温，而 第2炉次在17min仍未加铝脱氧。因此，需要对两个炉次RH精炼17min时IF钢中的 夹杂物分别进行讨论。 表2．8RH精炼17rain时IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．8 EPMA analysis Oil inclusions in IF steel at 17 rain in RH 试样编号 w Al WMn Wca Wvc Wsl WMg W ri WK '# 46．37 19-38 — 34．25 一 一 一 一 8# 46．23 17．91 5．99 29．87 — 9# 15．54 1337 17．66 47．27 6．16 10# 8．61 22．27 10．69 43．51 14．92 — ¨# 4．66 27．15 2．53 60 10 4．09 1．47 — 12# 3．65 18．22 20．33 54．05 3．75 13# 94．08 5．92 14# 100 00 一 一 一 一 一 一 一 ———————————————————————————————————————————————一————————————————————————一 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF铜中成分及夹杂物的过程控制研究 图2．20、图2．21为两个炉次RH精炼17min时IF钢中典型夹杂物的扫描电镜图片， 通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2,8所示。 由图2．20和表2．8可知，第1炉次RH精炼17rain时IF钢中的夹杂物主要有以下3 种类型： ①A1203系群络状夹杂物，主要组元为A1203，部分含MnO和FeO，主要为Al—O 反应生成，几何尺寸在60pm～120p,m之间。 ②MnO。FeO-CaO．A1203．Si02系条状夹杂物，该类型夹杂物只有1个，其化学成分 如表2,8所示，长度约为200pm，可认为是锰铁和铝的复合脱氧产物。 ③MnO．FeO—A1203．CaO．Si02系球状夹杂物，为锰铁的脱氧产物及其与熔渣相互作 用生成的复合非金属夹杂物。几何尺寸大多数在20txm～30pm之间，少数可达 1009m。 由图2．21和表2．8可知，第2炉次RH精炼17min时IF钢中的夹杂物主要有以下2 种类型： ①MnO．FeO—A1203-CaO．Si02系球状夹杂物，为锰铁的脱氧产物，及其与熔渣相互 作用生成的复合非金属夹杂物。几何尺寸大多数在15txm～30btm之间，少数可 达100lxm。 ②A1203系块状夹杂物，主要组元为A1203，呈块状或条状，几何尺寸较大，在709m～ 150I_tm之问。 (3)RH精炼结束时IF钢中的夹杂物 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203·Ti203系夹杂物 图2．22 RIt精炼结束时IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．22 SEM photos of inclusions in IF steel al!ler RH refining 32 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF。RH．CC工艺生产IF铜中成分及夹杂物的过程控制研究 图2．22为两个炉次RH精炼结束时IF钢中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探 针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．9所示。 由图2．22和表2．9可知，RH精炼结束时IF钢中夹杂物主要有2种类型： ①A1203系群络状夹杂物，主要组元为A1203，部分含FeO，几何尺寸在30“m～70扯m 之间。 ②A1203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物近似呈球状，周边有毛刺，大多数为20p,m 309m。 表2．9RH精炼结束时IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．9 EPMA analysis on inclusions in IF steel aller RH refining A1203一Ti203系球状夹杂物主要在第2炉次RH精炼结束时的钢液试样中观测到，而 在第1炉次RH精炼结束时的钢液试样中几乎没有该类型夹杂物，这主要与钛铁的合金 化时间有关。在第l炉次Rig精炼过程中，钛铁在22min时加入钢液中，此时距离RH 精炼结束还有7min的沸腾搅拌时间，形成的A1203．Ti203系球状夹杂物有充分的时间上 浮去除，故在第1炉次RH精炼结束时的钢液试样中几乎没有该类型夹杂物。在第2炉 次RId精炼过程中，钛铁在30min时加入钢液中，此时距离RH精炼结束仅有5rnin的 沸腾搅拌时间，形成的A1203一Ti203系球状夹杂物没有充分的时问上浮去除，故在第1 炉次RH精炼结束时的钢液试样中存在很多该类型夹杂物，而且在随后的中间包钢液试 样中还能发现该类型夹杂物的存在。比较可知，IF钢在RH精炼过程中的纯沸腾搅拌时 间必须大于7min。 综上所述，在RH精炼过程中IF钢中夹杂物主要有以下4种类型： ①MnO—FeO-A1203一Cat3．Si02系球状夹杂物。 ②A1203系群络状夹杂物。 ③A1203系或A1203一Si02系块状夹杂物。 ④A1203．Ti203系夹杂物。 其中，在RH精炼之前形成的MnO．FeO．A1203．CaO．Si02系球状夹杂物，在RH精炼 后期从IF钢中消失，说明其经过RH精炼后期的沸腾搅拌已经完全去除。 由于IF钢在RH精炼过程中采用铝升温脱氧，故产生大量的A1203系群络状夹杂物， 其在RH精炼后期的沸腾搅拌作用下可以上浮去除一部分，而A1203一Ti203系夹杂物则由 于RH精炼后期的沸腾搅拌时间较短而存留于钢中。 A1203一CaO系或A1203．Si02系块状夹杂物中还可能含有MgO等组元，数量较少，尺 33 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产lF铜中成分及夹杂物的过程控制研究 钢包开浇60吨 40．29 9．22 38．65 2．10 4．02 0．47 4．37 第 1 钢包开浇120吨 43．19 6 88 38．82 1．27 3 90 0．38 6．28 炉 钢包开浇150吨 43．62 6．10 38．94 1．52 3．68 0．39 7．15 次 钢包开浇180吨(浇注结束) 44．35 5．71 40．39 0．80 3．09 0．23 7．77 钢包开浇60吨 37 33 12．65 39．96 0．8l 3．78 0．43 2．95 第 2 钢包开浇120吨 45．09 4．46 40．55 1．24 1．98 0．29 10 1] 炉 钢包开浇150吨 44．39 5．04 41．15 1，11 2．62 0．32 8．8I 次 钢包开浇180吨(浇注结束) 42 53 6．00 39．52 2．07 3．18 0．32 7．09 2．2．3连铸中间包内IF钢中成分及夹杂物的控制研究 2．2．3．1连铸中间包内IF钢中成分的控制研究 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH。CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 表2．10、表2．11分别为本次工业试验连铸中间包内IF钢钢液和熔渣的化学成分。 由表2．10和图2．23可知，两个炉次RH精炼结束时钢液中碳含量均为20X 10～，连 铸中间包内钢液中碳含量波动于20X 104～40X 104(第1浇次钢包开浇90rain时的碳 含量为60X 10一，可能为测试误差所致)，平均为30X 10‘6。这表明，IF钢在RH精炼结 束至连铸中间包之间发生了增碳问题。分析原因除了钢包耐火材料中含有碳质材料以 外，还与中间包涂料、中间包覆盖剂、长水口等耐火材料和辅助材料中含有碳质材料有 关，尤其是中间包低液面开浇造成的液面波动和卷渣可使连铸中间包内的钢液碳含量迅 速增加。因此，在IF钢连铸生产过程中，必须全部使用无碳或微碳的耐火材料和辅助 材料，将IF钢在RH精炼结束至连铸中间包阶段的钢液增碳量控制在1．5X 10。6～2．7× }0～。 图2．23连铸中间包内IF钢中碳含量的变化 Fig．2．23 Carbon content ofIF steel in a tundish 图2．24连铸中间包内lF钢中全氧含量的变化 Fig．2．24 1,O content ofIF steel in a tundish 由表2．10和图2．24可知，RH精炼结束时钢液中全氧含量分别为79×10。(第1炉 次)、74×10击(第2炉次)，开浇时期中间包内钢液中全氧含量分别为51×104(第1 炉次)、39×104(第2炉次)，在浇注过程中钢液中全氧含量的平均值分别为40X 10。 (第l炉次)、35X 10币(第2炉次)，而浇注末期钢液中全氧含量分别为60X 10“(第l 35 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产lF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 炉次)、39×10。6(第2炉次)。这表明，对于IF钢而言，连铸中间包去除非金属夹杂物 的能力是非常显著的，同时在开浇时期和浇注末期IF钢的二次氧化问题比较严重。连 铸中间包内钢液中全氧含量普遍偏高，这主要是由于RH精炼结束时钢液中全氧含量偏 高所致。 日本川崎制钢公司∞71以连铸中间包内钢液的全氧含量作为IF钢的质量判断依据， 具体方法如下： (1)连铸中间包内钢液的全氧含量小于30×lO～，IF钢产品无需检验直接交货； f2)连铸中间包内钢液的全氧含量为30×10。6～55×10一，IF钢产品经检验合格后方 可交货： (3)连铸中间包内钢液的全氧含量大于55×10～，IF钢产品必须降级使用。 对比分析表明，鞍钢的连铸中间包内钢液中全氧含量基本满足30×10’6～55×104 要求，其IF钢产品经检验合格后可以使用。 图2．25连铸中间包内IF钢中酸溶铝含量的变化 Fig．2．25 AIs content oflF steel in a tundish 图2．26连铸中间包内IF钢中氮含量的变化 Fig 2．26 Nitrogen content ofIF steel in a tundish 由表2．10和图2．25可知，RH精炼结束时钢液中酸溶铝含量分别为0,048％(第1 炉次)、0．055％(第2炉次)，开浇时期中间包内钢液中酸溶铝含量分别为0．044％(第 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH—CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 1炉次)、0．037％(第2炉次)，浇注过程中钢液中酸溶铝含量分别为0．043％(第1炉 次)、O．044％(第2炉次)，而浇注末期钢液中酸溶铝含量分别为0．035％(第l炉次)、 0．042％(第2炉次)。这与连铸中间包内钢液中全氧含量的变化基本吻合。 由表2．10和图2．26可知，RH精炼结束时钢液中氮含量分别为24×10-6(第1炉次)、 20×104(第2炉次)；开浇时期中间包内钢液中氮含量分别为33×104(第1炉次)、 26×104(第2炉次)；浇注过程中钢液中氮含量分别为27×104(第l炉次)、23×104 (第2炉次)；而浇注末期钢液中氮含量分别为25×10。6(第1炉次)、20×10币(第2 炉次)。这表明，IF钢在RH精炼结束至连铸中间包之间发生了增氨问题，增氮量平均 为3×10一。尤其是开浇时期，IF钢的增氮量高达9×104(第l炉次)、6×t04(第2 炉次)。 由表2．10和图2．24～图2．26可知，在开浇时期中间包内钢液中的全氧含量和氮含量 明显高于在浇注过程中钢液中的全氧含量和氮含量，而酸溶铝含量则明显低于浇注过程 中钢液中的酸溶铝含量。分析原因可能是由于钢包更换时钢液通过长水口直接浇在中间 包液面之上，钢液与空气直接接触，从而造成钢液严重的二次氧化所致。 图2．27连铸中间包内熔渣中垒铁含量的变化 Fig．2．27 T．Fe content ofslag in a tundish 由表2．10和图2．24～图2．26可知，在浇注末期中间包内钢液中的全氧含量明显高于 在浇注过程中钢液中的全氧含量，酸溶铝含量则明显低于浇注过程中钢液中的酸溶铝含 量，但此时钢液中的氮含量并没有明显的增加。这说明，在浇注末期连铸中间包内钢液 中的全氧含量增加并非空气二次氧化所致，而是由于随着钢包液面的不断降低，高氧化 性熔渣进入连铸中间包内，从而造成钢液发生严重的二次氧化所致，这一点可以通过在 浇注过程中中间包内熔渣的全铁含量的变化规律得到验证，如图2．27。因此，在IF钢 连铸生产过程中，控制钢包渣下渣进入中间包内是非常重要的技术措施。 2．2．3．2连铸中间包内IF钢中夹杂物的控制研究 (1)钢包开浇20吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图2．28为两个炉次在钢包开浇20吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电镜 37 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH—CC工艺生产1F钢中成分及夹杂物的过程控制研究 图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2，12所示。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 (c)AbOrCaO-Si02系球状夹杂物 (d)A1203-Ti203系夹杂物 图2．28钢包开浇20吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．28 SEM photos ofinclusions in IF steel at the time ofpouring 20 ton steel into a tundish 如图2．28和表2．12所示，在钢包开浇20吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有4 种类型： ①A1203系群络状夹杂物，主要组元为A1203，部分含FeO，在第2炉次钢液试样 中的A1203系群络状夹杂物含有少量的Ti203。在钢包开浇时期连铸中间包内IF 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 钢中群络状夹杂物的数量最多，但几何尺寸并不大，大多数在20岬～40“m之 间，少数可达601_tin。 ②A1203系块状夹杂物，主要组元为A1203，呈块状，几何尺寸较大，为50p,m-- 100pm。 ③A1203．CaO．Si02系球状夹杂物，主要组元为A1203、CaO，部分含MgO，近似呈 球状，几何尺寸为12¨m～30阻m，该类型夹杂物主要出现在第l炉次的钢液试样 中。 ④A1203一Ti203系夹杂物，钛含量一般小于10％，少数超过70％，_形状有球状、块 状、群络状等，尺寸大多数小于50pm，少数可达150¨m。该类型夹杂物主要出 现在第2炉次的钢液试样中，分析原因是第2炉次钢液在RH精炼过程中加入钛 表2．12钢包开浇20吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．2 12EPMA analysis ofinclusionsinIF steel atthetime ofpouring 20ton steelinto atundish 试样编号 w Al WMn wca WFe Wsi WMg w_ WK m m 一 一 一 一 一 一 排 一 挪 涨 6 一 一 一 卅 ～ 一 一 一 一 一 拼 甜肿" 一 ； 暑 狮 3 一 一 一 排 竹 一 一 一 一 孤 一 撕 “ 一 一 一 一 一 一 m 舛 一 加 3 一 一 4 m j§ 豁芸嚣 篡 佰 一 一二一枷?一 ㈨ 珊 m 0 一 一 4 ■ (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 39 东北大学博士学位论文 第=章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 (c)A1203-CaO—Si02系块状夹杂物 (d)A1203_Ti203系夹杂物 图2．29钢包开浇60吨时连铸中闯包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig 2．29 SEM photos ofinclusions in IF steel at the time ofpoufing 60 ton steel into a tundish 铁后沸腾搅拌时间较短所致。 (2)钢包开浇60吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图2．29为两个炉次在钢包开浇60吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电镜 图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．13所示。 表2．13钢包开浇60吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．2．13 EPMA analysisofinclusionsinIF steel atthetime ofpoufing 60ton steelintoatundish 试样编号 W^】 w№ Wca wF。 Wsi Ws Wn WN。 ∞ ∞ 一 一 一 一 ～ 一 一 i 一 一 3 伽" 7 一 ～ 2 忽 一 一 一 7 一 ～ 一 一 一 一 一 一 一 一 一 胛猫捞如¨ 一 4 ∞ 6 一 一 ～ 一 一 弛 一 1 M 3 1 档 6 一 一 一 一 驺M i{{ 鳄舒∞”仍始％ 孵叭∞M钉扒饥 一 一 一 ～ 一 3 ∞ 一 一 5 档 4 一 一 4 9 7 舶 一 如图2，29和表2．13所示，在钢包开浇60吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有4 种类型： ①A1203系群络状夹杂物，该类型夹杂物数量最多，但几何尺寸并不大，大多数在 15pm～50pm之间，少数可达100¨m。 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 ②A1203系块状夹杂物，该类型夹杂物数量较少，几何尺寸很小，仅为10lain左右。 ③A1203一CaO．Si02系块状夹杂物，主要组元为A1203、CaO。如夹杂物中A1203含 量大于70％，则呈群络状，几何尺寸为50肛m～60Hm；如CaO含量较高，则呈 球状，几何尺寸为10p．m～30pm。 ④A1203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物的钛含量波动很大，在2％～40％之间。如 夹杂物中A1203、CaO含量较高，呈球状，几何尺寸为20pm～70抖m；如A1203 含量较高而Ti203含量很低，呈群络状，几何尺寸为40阻l～50¨m，少数可达 100}．tm。 (3)钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 (a)n1203系群络状夹杂物 (b】Ai203系块状夹杂物 (c)Ai203-CaO-Si02系块状夹杂物 (d)A1203-Ti203系夹杂物 图2．30钢包开浇90吨对连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig 2 30 SEMphotos ofinclusionsinlF steel atthetime ofpourin990ton steelinto atundish 图2 30为两个炉次在钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电镜 图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2，14所示。 如图2T30和表2．14所示，在钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有4 41 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 种类型： ①A1203系群络状夹杂物，该类型夹杂物数量最多，但几何尺寸并不大，大多数在 20¨m～50肛1之问。 表2．14钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table，2．14 EPMA analysis ofinclusionsinIF steel atthetime ofpouring 90ton steelinto atundish 试样编号 w A】 w№ Wc。 wF。 Wsi w№ ww WK 35# 100．OO 一 36# 66 14 一 — 33．86 — 37# 100．OO 一 38# 20．45 — 69．04 8．6l 1．90 39# 89．00 — —4．90 一 6 10 40# 21．77 2．62 一 2．81 — 72．80 (a)A12q系群络状夹杂物 (b)A1203．CaO-Si02系块状夹杂物 (c)A1203-Ti203系夹杂物 图2．31钢包开浇120吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2,31 SEM photos ofinclusionsinIF steelatthetimeofpourin9120ton steelinto atundish 42 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 ②At203系块状夹杂物，该类型夹杂物数量较少，几何尺寸很小，仅为10／am左右。 ③A1203-CaO-Si02系块状夹杂物，该类型夹杂物数量较少，几何尺寸很小，仅为 lOum左右。 ④系块状夹杂物，该类型夹杂物数量很少，几何尺寸为10／am左右。 ⑤A1203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物的钛含量波动很大，在4％～72％之间。如 夹杂物中A1203含量较高，呈群络状，几何尺寸为20pm～30／am。 (4)钢包开浇120吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图2．31为两个炉次在钢包开浇120吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电 镜图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．15所示。 表2．15钢包开浇120吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．2．1 5 EPMA analysis of inclusions in IF steel at the time of pouring 1 20 ton steel into a tundish 试样编号 w～ w MTl Wc。 WF。 Wsi WM。 Wn WK 一 一 " 7 一 一 一 — 一 一 一 一 一 一 一 一 ¨ 5 ¨ 4 一 一 一 一 " 7 ” ) 一 一 一 一 一 ， 一 鼬 一 引舵鹎¨帖拍 虻∞加博％卯 孔∞吩腼∞砸 一 一 一 一 一 二蚴姗二 “ 一 表2。16钢包开浇150吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．2．16EPMA analysis ofinclusionsinIF steel atthetime ofpouring 150ton steel into atundish 试样编号 WAl w№ Wca WFe Wsl Wrag WTi Ws # 肿 一 一 一 一 一 一 一 # 一 一 3 盯 一 一 一 一 # 筋肿 一 一 一 一 一 一 一 # 舍{ 一 ^， ¨ ^， 一 一 ～ 一 斛 # 舢 一 粥 8 1 " 一 ～ ¨ 8 一 卯辐归∞”记 # ∞矾∞∞们暑窨 筋 一 一 ∞ CJ^，‘， 一 ～ " 0 一 如图2_31和表2．15所示，在钢包开浇120吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有 3种类型： ①A1203系群络状夹杂物，该类型夹杂物数量最多，但几何尺寸并不大，大多数在 10／am～309m之间，个别在30pan～50／am之间。 ②A1203一CaO．Si02系块状夹杂物，该类型夹杂物出现在第1炉次的钢液试样中，数 量只有2个，几何尺寸为40／am左右，可能来自于中间包覆盖剂。 ⑨A1203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物数量很少，其钛含量在2％～13％之间，呈 群络状，几何尺寸为30岫～40“m。 43 东北犬学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF铜中成分及夹杂物的过程控制研究 (5)钢包开浇150吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图2．32为两个炉次在钢包开浇150吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电 镜图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．16所示。 如图2．32和表2．16所示，在钢包开浇150吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主耍有 4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，该类型夹杂物数量最多，几何尺寸在40pm～80jam之间。 与钢包开浇120吨时相比较，此时钢液试样的A1203系群络状央杂物几何尺寸有 所增大，这可能与浇注后期钢包内钢液与氧化性熔渣接触有关。 ②A1203系块状夹杂物，该类型夹杂物数量只有1个，几何尺寸高达150p,m。这种 大尺寸夹杂物的存在对于IF钢连铸坯质量影响显著。 ③A1203．CaO．Si02系块状夹杂物，该类型夹杂物数量只有1个，近似呈球形，几何 尺寸为40I，tm左右。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203·CaO-Si02系块状夹杂物 (c)A1203系块状夹杂物 (d)A1203-Ti20j系夹杂物 图2．32钢包开浇150吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig 2．32 SEM photos ofinclusions in IF steel at the time ofpoufing 150 ton steel into a tundish 44 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC 3-'E生产1F钢中成分及夹杂物的过程控制研究 ④A1203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物数量较多，其钛含量在2％～30％之间，呈 条状(几何尺寸为70“m～100岬)或群络状(几何尺寸为40岬l～1 50pm)。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 (c)A1203-CaO．Si02系球状夹杂物 (d)A1203．Ti203系夹杂物 图2．33钢包开浇180吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．33 SEM photos of inclusions in IF steel at the time of pouring 1 80 ton steel into a tundish (6) 钢包开浇180吨时连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图2 33为两个炉次在钢包开浇180吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫描电 镜图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．17所示。 45 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH-CC工艺生产lF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 如图2．33和表2．17所示，在钢包开浇180吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有 4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，该类型夹杂物数量摄多，几何尺寸在20¨m～50¨m之间。 与钢包开浇150吨时相比较，此时钢液试样的A1203系群络状夹杂物几何尺寸相 对较小。 ②A1203系块状夹杂物，该类型夹杂物数量很多，几何尺寸大多数在10胛～20“m， 少数可达60um～l 101am。 ③A1203．CaO．Si02系块状夹杂物，该类型夹杂物数量不多，其主要组元为A1203和 CaO，另外还含有MgO，近似呈球形，几何尺寸为15#m～70／am。 ④Ai203．Ti203系夹杂物，该类型夹杂物数量较多，其钛含量在1．5％～57％之问， 呈块状(几何尺寸为20岬～70岬)或群络状(几何尺寸为20¨m～40斗m)。 表2．17钢包开浇180吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．17 EPMA analysis ofinclusionsinIF steel atthetime ofpouringl80ton steelinto atundish 试样编号 wAl w MIl wc。 WF。 Wsl wM# w“ wK # 一 一 一 一 一 一 一 # 一 一 盯 0 一 一 一 一 # 一 一 一 一 一 一 一 ”舛"％ # 一 一 似 9 一 一 一 一 卯 # 一 2 ，‘ 一 一 一 一 ～ # 一 l 蛐” 6 一 一 " ^， 一 一 鼹∞ # 一 一 一 一 一 ％ 一 ∞ # ∞盼∞够如阳g!¨ ∞如∞们堪凹他％ 一 加 5 一 一 一 ‘J ¨ ，‘1， J 综上所述，在连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有以下4种类型： ①A1203系群络状夹杂物。 ②A1203系块状夹杂物。 ③A1203．CaO系或A1203-CaO．Si02系夹杂物。 ④A1203一Ti203系夹杂物。 其中，A1203系群络状夹杂物和A1203系块状夹杂物在IF钢中数量最多。研究发现， 对于高品质IF钢而言，要求钢中碳含量小于20X 10～，氮含量小于30×10一，同时非金 属夹杂物尺寸小于100岬。由于IF钢中非金属夹杂物绝大多数为A1203系脆性夹杂物， 在轧制过程中不会发生显著变形。因此，IF钢连铸坯中的非金属夹杂物必须严格控制， 其几何尺寸小于100 um。 A1203一CaO系或A1203一CaO—Si02系夹杂物中还可能含有MgO等组元，其在开浇时 期、换包时期等非稳态浇注时期数量明显增加，可能来自于连铸中间包覆盖剂、钢包渣 以及耐火材料。 查!望堂主堂苎丝圭 墨三主墨望星竺：些：里竺三董兰生!塑±壅坌墨盎童堑堕苎堡垄型塑塞 2．2．4 IF钢连铸坯中成分及夹杂物的控制研究 2．2．4．1 IF钢连铸坯中成分的控制研究 表2，18分别给出了本次工业试验IF钢连铸坯上表层试样、上l／4厚度试样和下表层 试样的化学成分。 表2．18 IF钢连铸坯试样的化学成分(质量分数，％) Table 2．18 Chemical compositions ofsamples from slab ofIF steel 连铸坯 取样位置 Wc WTo WN WM 上表层试样0．Ol 90 0．0037 上I／4厚度试样 0．02 lO O．0032 第1炉 中心试样 O．0200 0．0037 O．0055 0．026 头坯 F 1／4厚度试样 0．0200 O 0033 下表层试样 O．0200 0．0049 平均值 0．0200 O．0038 上表层试样 0．0030 0．0030 上1／4厚度试样 0．0030 0，0032 第1炉 中心试样 0．0030 0．0024 0．0025 O．041 中间坯 下1／4厚度试样 o．0040 O．0024 下表层试样 O．0030 O，0026 平均值 0．0032 0．0027 上表层试样 0．0020 O．0025 上1／4厚度试样 O．0030 0．0022 第1～2炉 中心试样 0．0030 O．0024 O．0020 O．042 之间 交接坯 下1／4厚度试样 O 0030 O，0020 下表层试样 O．0030 0．0020 平均值 o．0028 0．0022 上表层试样 0．0020 0，0023 上1／4厚度试样 o．0020 O．0020 第2炉 中心试样 O 0030 O．0025 0．0022 0．05 l 尾坯 下1／4厚度试样 0．0020 O，0022 下表层试样 o．0030 O，0024 平均值 O．0024 o．0023 如表2．18和图2，34所示，头坯中的碳含量明显高于同浇次其他连铸坯，达到0．020 ％。由于头坯增碳严重，不能作为IF钢使用而必须降级或改号。在这旱，连铸结晶器 保护渣和铝碳质水口耐火材料是导致IF钢头坯增碳的主要原因。 47 东北走学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产lF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 由图2．34还可知，在本次工业试验条件下，RH脱碳结束至RH精炼结束期间的IF 钢增碳量平均为10×10一，RH精炼结束至连铸中间包期间的IF钢增碳量平均为10X 10一，连铸中间包至连铸结晶器期间的IF钢增碳量平均为2×10一，这里不考虑开浇期间 的IF钢增碳问题。这表明，鞍钢IF钢连铸坯中碳含量平均为32X 10～，在RH脱碳结 束之后的增碳量高达22×10～，主要发生在RH精炼后期以及钢包～中间包之间。 图2．34 IF钢中碳含量的变化 Fig 2．34 Carbon content ofIF steel 如前所述，在RH精炼后期IF钢增碳的主要原因是钢包耐火材料中的碳含量高达12 ％。在钢包一中间包之间IF钢增碳主要与钢包耐火材料、中间包涂料、中间包覆盖剂、 长水口等耐火材料和辅助材料中含有碳质材料有关，尤其是中间包低液面开浇造成的液 面波动和卷渣可使连铸中间包内钢液碳含量迅速增加。 为此，鞍钢在IF钢生产时，应该采取如下控制钢液增碳的技术措施： ①RH真空精炼后期，采用低碳的钛铁合金，可以减少钢液合金化过程中的增碳， 平均增碳量控制为3 X 104～5×10～； ②RH真空槽内的残钢和残渣等不仅影响真空脱碳速率，而且可以导致钢液增碳， 必须采取措施减少RH真空槽内的冷钢； 图2．35宝钢和鞍钢IF钢中碳含量的变化【3,44] Fig 2．35 Carbon content ofIF steel in Baosteel Co．and Ansteel Co 48 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH．CC工艺生产lF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 ⑧采用无碳整体打结的钢包，防止钢包内的残钢和残渣增碳； ④采用无碳的水口、滑板等耐火材料，控制钢液增碳量小于2X 10一： ⑤采用无碳连铸中间包覆盖剂，控制中间包内钢液增碳量小于3X 10‘。。： ⑥采用无碳高粘度连铸结晶器保护渣，控制结晶器内钢液增碳量小于2X 10～。 采取以上技术措施后，鞍钢在IF钢生产时，从RH真空脱碳终点到连铸坯的钢液增 碳量可控制在10×10。6～12×10。6以下。而相同钢种条件下，宝钢的钢液增碳量可控制 在7X 10。6以下，如图2．35所示。这说明，鞍钢在控制IF钢增碳方面仍有待于进一步深 入研究。 图2．36 IF钢中氮含量的变化 Fig．2．36 Nitrogen content ofIF steel 图2．37德国Thyssen钢铁公司和美国Inland钢铁公司IF中氮含量的变化‘”啦2口1 Fig．2．37 Nitrogen content of IF steel in Thyssen Steel Co．and Inland Steel Co 由图2．36可知，在本次工业试验条件下，转炉冶炼终点至RH精炼开始之前期间IF 钢中氮含量平均增加8X10。(第1炉次)、一3×104(第2炉次)，RH精炼丌始至RH精 炼结束期间IF钢中氮含量平均增加4X 10’6(第1炉次)、5×10。6(第2炉次)，RH精 炼结束至连铸中间包期间IF钢中氮含量平均增加l×10’6(第l炉次)、3×104(第2 炉次)，连铸中间包至结晶器期间IF钢中氮含量平均增加0X 10。6(第l炉次)、2×10。 49 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH-CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 (第2炉次)。这表明，在本次工业试验条件下，鞍钢IF钢连铸中氮含量平均为25X10一， 转炉冶炼终点之后的增氮量平均为10X 10‘6，主要发生在转炉出钢过程中和Rid精炼期 间，同时IF钢中氮含量的控制不稳定。 图2．37表示了德国Thyssen钢铁公司和美国Inland钢铁公司在lF钢生产过程中氮含 量的变化状况。德国Thyssen钢铁公司的IF钢增氮量可控制在15X10击以下，美国Inland 钢铁公司的IF钢增氮量可控制在6×10击以下。比较可知，关于IF钢增氮问题，鞍钢的 控制水平高于德国Thyssen钢铁公司，但低于美国Inland钢铁公司。 图2．38 IF钢中全氧含量的变化 Fig．2．38 T．O content of IF steel 图2_39 lF钢中酸溶铝含量的变化 Fig．2．39 Als content of IF steel 由图2．38可知，在本次工业试验条件下，鞍钢RH精炼结束时IF钢中的全氧含量分 别为74X 10’6(第1炉次)、79×10缶(第2炉次)，连铸中间包内钢液的全氧含量为32 ×lO～，连铸坯中全氧含量为27×IO～。 在本次工业试验条件下，RH精炼结束至连铸中间包期间IF钢中全氧含量平均降低 47×10‘6(第l炉次)、42×104(第2炉次)，连铸中间包至结晶器期间IF钢中全氧含 量平均降低5×10一，这表明在本次工业试验条件下，连铸中间包可以有效去除IF钢中 50 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF—RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 的夹杂物，而连铸结晶器对于IF钢中夹杂物的去除效果并不理想。 由图2．39可知，在本次工业试验条件下，R．H精炼结束至连铸中间包期间IF钢中酸 溶铝含量平均降低0．002％(第1炉次)、0．009％(第2炉次)，连铸中间包至结晶器期 间IF钢中酸溶铝含量平均降低0．005％。这表明，在本次工业试验条件下，在钢包一中 间包～结晶器之间的保护浇注存在较大问题，导致IF钢发生二次氧化。 如表2．18和图2．36、图2．38，--2．39所示，连铸头坯中的全氧含量、氮含量和酸溶铝 含量分别为34×10一、55x 104和O．026％，其全氧含量和氮含量均明显高于同浇次其他 连铸坯，而酸溶铝含量又明显低于其他连铸坯试样。这表明，在本次工业试验条件下， IF钢开浇时期发生了较为严重的二次氧化，从而导致IF钢连铸头坯中全氧含量和氮含 量升高，酸溶铝含量降低。 如表2．18和图2．36、图2．38"～2．39所示，与同浇次中间坯相比较，连铸尾坯中全氧 含量和氮含量并没有明显升高，而酸溶铝含量也没有明显降低。这表明，在本次工业试 验条件下， IF钢浇注末期的二次氧化问题并不严重。 圈2．40 IF钢连铸坯中全氧含量的分布 Fig．2．40 Distributing ofT．O content in slab ofIF steel 如图2．40所示，连铸头坯上下表层试样、中间坯下表层试样、交接坯上表层试样和 尾坯上下表层试样中的全氧含量均高于内部试样，这说明在IF钢浇注过程中存在着严 重的结晶器卷渣现象；中间坯上1／4厚度试样中的全氧含量最高，是由于IF钢正常浇注 过程中内部夹杂物上浮富集于此造成的。 2．2．4．2 IF钢连铸坯中夹杂物的控制研究 (1)IF钢连铸头坯中的夹杂物 图2 41为IF钢连铸头坯中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针微区分析， 可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．19所示。 如图2．41和表2．19所示，IF钢连铸头坯中夹杂物主要有4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，在IF钢连铸头坯中存在大量群络状夹杂物，几何尺寸大 多数超过80I．tm，少数可达数百“m。这表明，IF钢在开浇时期二次氧化比较严 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF。RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 重，形成的A1203系群络状夹杂物难以在短时间内上浮去除。 ②A1203系块状夹杂物，几何尺寸不大，为30p．m～501．tm，但也有少数50Hm～i50肛m 的条状夹杂物。 ③Aj203．CaO系或A1203一CaO—Si02系夹杂物，该类型夹杂物在连铸头坯的上表层中 出现1个，1／4厚度处出现1个，下表层中出现2个，几何尺寸为30山m～80Llm。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 (c)A1203一CaO系或A1203-CaO—Si02系夹杂物 “)A1203-Ti203系夹杂物 图2．41 IF钢连铸头坯中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．41 SEM photos ofinclusions in the initial slab ofIF stee 52 一查!!查兰堡主兰堡堕查 堑三主墨旦曼旦!：望：曼曼三兰皇兰坚塑±盛坌墨查童塑竺垫堡墨型堑塞 这表明，IF钢在开浇时期可能出现结晶器卷渣。 ④A1203一Ti203系夹杂物，含钛量波动范围较大，一般为1．9％～67，O％。主要为球 状、块状和群络状，Ti20)含量高的夹杂物为块状，A1203含量高的夹杂物为群络 状。几何尺寸大多数为25岬～100pm。该类型夹杂物在连铸中间包钢液试样中 很少，而连铸头坯试样中数量增多，且尺寸增大。这表明，IF钢在开浇过程中 保护浇注不好，钢液中的钛和铝等元素发生了二次氧化。 表2．19 IF钢连铸头坯中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) 因此，在本次工业试验条件下，连铸头坯是不能够继续按照IF规格进行轧制的。连 铸头坯洁净度降低主要原因有2个： ①IF钢在开浇时期保护浇注不好，二次氧化严重； ②IF钢在开浇时期发生结晶器卷渣。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 53 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF铜中成分及夹杂物的过程控制研究 (c)A1203-CaO系或A1203-CaO—Si02系夹杂物 (d)A1203-Ti203系夹杂物 图2．42 IF钢连铸中间坯中夹杂物的扫描电镜图片 Fig 2．42 SEM photos ofinclusions in the middle slab ofIF steel (2)IF钢连铸中间坯中的夹杂物 图2．42为IF钢连铸中间坯中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针微区分析， 可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．20所示。 如图2．42和表2．20所示，IF钢连铸中间坯中夹杂物主要有4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，在IF钢连铸中间坯中存在很多群络状夹杂物。与连铸头 坯相比较，连铸中间坯中群络状夹杂物数量明显减少、尺寸也明显减小，一般为 159m～40pro。但仍有2个100pm以上的大型群络状夹杂物出现在下表层试样中。 ②A1203系块状夹杂物，与连铸头坯相比较，连铸中间坯中块状夹杂物数量显著增 表2．20 IF钢连铸中间坯中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．20 EPMA analysis ofinclusions in the middle slab ofIF steel 试样编号 wAl wMIl wc。 wF。 ws．wK wT． ws # ∞ 一 一 3 ％ 5 一 一 一 田加 # 一 一 一 一 一 一 # 一 一 一 一 一 一 # 一 一 一 一 一 一 n他订 群 一 拍 一 一 一 一 w 抖 一 " 3，‘ 4 邶 3 聃 9 瑚 一 掉 一 一 一 一 一 ” 2 两％ # ∞∞∞踮：耵篮 ”∞∞∞”∞嚣昭 卵 7 一 1 ¨ 3 一 一 】1， " 9 二二一?姗 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 加，但尺寸明显减小，一般为20¨m～40¨m，少数为609m～90}_tm。 ③A1203．CaO系或A1203一CaO．Si02系夹杂物，部分含有K20等组元，该类型夹杂 物在连铸中间坯中数量较少，呈球状、块状，如A1203含量高则呈群络状，几何 尺寸为25pm～60岬。但仍有少量A120a—CaO．Si02系夹杂物存在于上表层试样 中，可能是由于结晶器卷渣所致。 ④A1203一Ti203系夹杂物，含钛量波动范围较大，一般为1．7％～67．O％。主要为球 状、块状和群络状，几何尺寸大多数为301am～60pm。该类型夹杂物在连铸中间 坯上表层试样中发现2个，下表层试样中发现1个，上1／4厚度试样中数量则相 对较多。 (3)IF钢连铸交接坯中的夹杂物 图2．43为IF钢连铸交接坯中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针微区分析， 可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．2l所示。 如图2．43和表2．2l所示，IF钢连铸交接坯中夹杂物主要有4种类型： ①AJ203系群络状夹杂物，在IF钢连铸交接坯中存在很多群络状夹杂物。与连铸头 坯相比较，连铸交接坯中群络状夹杂物数量明显减少、尺寸也明显减小，～般为 15I．tm～401．tin，只有个别801am以上大型群络状夹杂物出现在上、下表层试样中。 ②A1203系块状夹杂物，在IF钢连铸交接坯中数量最多，大多数为20}．tm～401．tm， 少数为60肛m～70¨m，个别甚至达到2501xm。与连铸中间坯相比较，连铸交接 坯中存在较多大尺寸的块状夹杂物。 ③A1203，CaO系或A1203一CaO．Si02系夹杂物，部分含有K20、MgO等组元，呈块 状或近似球状，几何尺寸为15}．tm～1001am，个别达到100 J|ma以上。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 55 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 (c)A1203·CaO系或A1203一CaO-Si02系夹杂物 (d)A1203一Ti203系夹杂物 图2．43 IF钢连铸交接坯中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．43 SEM photos of inclusions in the altemant slab of IF steel ④A1203．Ti203系夹杂物，含钛量波动范围较大，一般为1．8％～85．O％。主要为球 状、块状和群络状，几何尺寸大多数为209m～60btm，个别达到100pm以上。 表2。21 IF钢连铸交接坯中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table 2．21 EPMA analysisofinclusionsinthealternant slab ofIF steel 试样编号 WAl wm wc。 wF。 Wsi WK Wn Ws 蛄 ∞ 一 一 5 一 一 一 ”碍 ∞ 一 一 一 一 一 一 一 一 一 一 ∞∞ 一 一 一 一 一 阳舯叭 ● 一 吣 7 ∞ 一 们 " 一 眈 l 拍 一 一 B 一 一 5 ¨ 盯 一 跎踮¨ 6 ∞∞∞引"舛∞ 一 一 7二聊㈣一 螂 5 一 二二埘㈨蛳一 ” 一 (4)IF钢连铸尾坯中的夹杂物 图2．44为IF钢连铸尾坯中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针微区分析， 可以得到相应夹杂物的化学成分，如表2．22所示。 如图2．44和表2．22所示，IF钢连铸尾坯中夹杂物主要有4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，在IF钢连铸尾坯中存在很多群络状夹杂物，几何尺寸一 般为15pro～501．tm，只有个别801xm以上的大型群络状夹杂物出现在上表层试样 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 中。 ②A1203系块状夹杂物，几何尺寸较小，一般为15岬～60“瑚，少数可达1209m。 ③A1203．CaO系或A1203一CaO．Si02系夹杂物，主要组元为A1203、CaO和Si02，部 分含有K20、MgO等组元，该类型夹杂物在连铸尾坯中数量很少，呈球状、块 状，如A1203含量高则呈群络状，几何尺寸为25¨m～60¨m。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 (c)A1203一CaO系或A1203-CaO．Si02系夹杂物 (d)A120rTi203系夹杂物 图2．44 1F钢连铸尾坯中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．2．44 SEM photos ofinclusions in the last slab ofIF stee 57 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 ④A1203一Ti203系夹杂物，含钛量波动范围较大，一般为3．8～44．O％。主要为球状、 块状和群络状。在连铸尾坯下表层试样和上1，4厚度试样中分别发现1个和2个 超过lOOpm的大型A1203-Ti203系夹杂物。 表2．22 IF钢连铸尾坯中夹杂物的电予探针分析(质量分数，％) Table 2．22 EPMA analysis of inclusions in the last slab of IF steel 试样编号 wAl w№ wc。 wF。 ws． wK wT． ws 8 5 # 7 L 9 3 一 一 2 蛐 7 一 一 一 一 8 6 # O m O 0 一 一 一 一 一 一 一 8 7 # 0 n 0 O 一 一 一 一 一 一 一 8 8 # O 0 0 一 一 一 一 一 一 一 8 9 # 9 n王 5 0 一 ：3 0 一 一 一 一 一 9 0 # 2 t O 7 一 2 ∞ 7 " 5 3 抛 ％ 一 一 9 ● # 9 O 2 一 一 一 一 一 oo 一 9 2 # 7 王i 3 4 一 一 2 如 3 一 一 坶=呈 3 一 综上所述，IF钢连铸坯中的夹杂物主要有4种类型： ①A1203系群络状夹杂物。 ②A1203系块状夹杂物。 ⑧A1203．CaO系或A1203一CaO—Si02系夹杂物。 ④A1203一Ti203系夹杂物。 IF钢连铸头坯试样中存在大量A1203系群络状夹杂物，几何尺寸绝大多数超过了 80／am，少量达到数百btm。除群络状夹杂物之外，连铸头坯试样中还存在少数100“m～ 150／．tm的大型A1203系块状夹杂物。IF钢连铸中间坯试样中A1203系群络状夹杂物的数 量和尺寸均明显减小，绝大多数群络状夹杂物的尺寸在15“m～40“m之间。块状A1203 夹杂物的尺寸大多在20岬～40¨m之间，个别在601．tm～70／．tm之间。IF钢连铸交接坯 和尾坯试样中绝大多数A1203系群络状夹杂物在15岫1～40岬之间，个别在80“rn以上。 但在连铸交接坯试样中发现少量几何尺寸100“m以上的A1203系块状夹杂物。 A1203．CaO系或Ah03．CaO—Si02系夹杂物的成分特点是：主要组元为A1203、CaO 和Si02，部分含有Na20、K20、MgO等组元。该类型夹杂物数量较少，在IF钢连铸坯 上、下表层试样中的含量高于上1／4厚度试样，分析其主要来源于连铸结晶器卷渣。 与连铸中间包内IF钢中夹杂物相比较。连铸中间坯中A1203系群络状央杂物的数量 有所减小，但几何尺寸基本不变：A1203系块状夹杂物的数量基本不变，但几何尺寸明 显增大；A1203．Ti203系夹杂物的数量和尺寸基本不变；同时A1203一CaO系或A1203一CaO —Si02系夹杂物中出现Na20、K20、MgO等保护渣组元。这表明，在本次工业试验条件 下，连铸结晶器对于IF钢中夹杂物的上浮去除无明显效果，同时存在结晶器卷渣和二 次氧化现象。因此，需要对连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为进行系统研究。 58 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF-RH-CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 在本次工业试验条件下，由于二次氧化严重和结晶器卷渣，连铸头坯中央杂物含量 过高，不能作为lF钢继续进行轧制。 (5)IF钢连铸坯的大样电解分析 通过大样电解分析，可得IF钢连铸坯中夹杂物的含量及其粒度分布情况，如表2r23 和图2．45所示。 图2．45 IF钢连铸坯的大样电解分析 Fig．2．45 Electroanalysis ofIF steel 由表2．23和图2．45可知，在本次工业试验条件下，在非稳态浇注时期(无论是头坯、 交接坯还是尾坯)，连铸坯上、下表层中的夹杂物含量均高于上1／4厚度处。尤其是连铸 头坯上表层和尾坯下表层的夹杂物含量分别高达6．25 mg·(10kg)。和14．45 mg．(10埏)～。 连铸坯上、下表层中出现很多大于1401am的大型夹杂物，分析原因是出于结晶器卷渣 表2．23 IF铜连铸坯的大样电解分析 Table 2．23 Electroanalysis ofslab of IF steel 59 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．Rid．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 所带来的外来夹杂物，其成分与结晶器保护渣相接近。因此，必须对连铸结晶器内钢液 的流动及卷渣行为进行系统研究。 在本次工业试验条件下，在稳态浇注时期(以中间坯为例)，虽然连铸坯上1／4厚度 处的夹杂物含量高于连铸坯上、下表层，但是其中大于140p,m的大型夹杂物仍然占到 电解分析夹杂物总量的55．6％。这说明，鞍钢的IF钢生产工艺尚未解决内部大型A1203 夹杂物的去除问题。 在本次工业试验条件下，鞍钢IF钢连铸坯中的夹杂物含量的平均值为3．07 mg．(10kg)～，大于1．0mg．(10kg)。1(该数据为宝钢[3,521的IF钢连铸坯大样电解分析结果)。 关于鞍钢IF钢中夹杂物的过程控制，今后应该在以下几个方面展开进一步深入研究： ①钢包渣改质处理； ②钢包下渣自动检测； ③连铸钢包一中间包一结晶器之间的保护浇注(尤其是开浇时期的保护浇注问题更 加严重)； ④连铸中间包的钢液流动及卷渣行为(为本论文的后续研究内容之一)： ⑤连铸结晶器的钢液流动及卷渣行为(为本论文的重点研究内容之一)。 2．3本章小结 本章通过工业试验及取样分析，系统研究在BOF—RH—CC生产工艺条件下IF钢中成 分及夹杂物在转炉冶炼、RH真空精炼、连铸等各个工序的变化规律，在此基础上对鞍 钢IF钢中成分及夹杂物的过程控制进行分析评价，进而提出相应的解决措施和研究方 向。 (1)在本次工业试验条件下，IF钢连铸坯中碳含量平均为32 X 10‘。。，在RH脱碳结束 之后的增碳量高达22×10～，主要发生在RH精炼后期以及钢包一中间包之间。 (2)在本次工业试验条件下，IF钢连铸坯中氮含量平均为25x 10一，转炉冶炼终点之 后的增氮量平均为IOX 10～，主要发生在转炉出钢过程中和RH精炼期间，同时 IF钢中氮含量的控制不稳定。 (3)在本次工业试验条件下，RH精炼结束时IF钢中的全氧含量平均为76．5X10。， 连铸中间包内钢液的全氧含量平均为32×10。6，连铸坯中全氧含量平均为27× 10．。’。 (4)IF钢在RH精炼过程中的纯沸腾搅拌时间必须大于7min，这样有利于钢液中脱 氧产物的上浮去除。 (5)在本次工业试验条件下， IF钢在开浇时期发生了较为严重的二次氧化，在浇注 末期二次氧化问题并不严重，但此时控制钢包下渣尤为关键。 东北大学博士学位论文 第二章采用BOF．RH．CC工艺生产IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究 (6)在本次工业试验条件下，RH精炼之前IF钢中的夹杂物主要为MnO．FeO．A1203 一CaO—Si02系球状夹杂物，RH精炼之后IF钢中的夹杂物主要为A1203系群络状 夹杂物和A1203．Ti203系夹杂物。MnO-FeO．A1203一CaO-Si02系球状夹杂物在RH 精炼后期上浮去除，而A120rTi203系夹杂物则由于RH精炼后期纯沸腾搅拌时间 较短而存留于钢中。 (7)在本次工业试验条件下，连铸中间包内IF钢中的夹杂物主要有A1203系群络状夹 杂物、A1203系块状夹杂物、A1203．CaO系或A1203-Si02系夹杂物、A1203一Ti203 系兴杂物等4种类型。其中A1203系群络状夹杂物和A1203系块状夹杂物数量最 多。A1203一CaO系或A1203一Si02系夹杂物主要来自于连铸中间包覆盖剂、钢包渣 以及耐火材料。 (8)在本次工业试验条件下，IF钢连铸坯中的夹杂物主要有A1203系群络状央杂物、 A1203系块状夹杂物、A1203．CaO系或A1203．CaO-Si02系夹杂物、A1203．Ti203系 夹杂物等4种类型。其中群络状A1203夹杂物数量较多，尺寸在151am～40p,m之 间：块状Alz03夹杂物的尺寸大多在20p,m～401．tm之间，个别在80／,tm以上。 (9)在本次工业试验条件下，IF钢连铸头坯中存在大量A1203系群络状夹杂物，几何 尺寸大多超过80／,tin，少量达到数百岬。此外，还有少数1001．tm～150p,m的大型 A1203系块状夹杂物。IF钢连铸头坯必须降级使用。 (10)IF钢连铸坯中的非金属夹杂物必须严格控制，其几何尺寸应该小于100 t,tm。大 型A1203系块状夹杂物和A1203一CaO．Si02系夹杂物是造成鞍钢IF钢冷轧板表面 缺陷的主要原因。 (11)在本次工业试验条件下，IF钢连铸坯中夹杂物含量的平均值为3．07 nag．(10kg)～， 大于1．0 mg．(10kg)一。 (12)在本次工业试验条件下，连铸结晶器对于IF钢中夹杂物的上浮去除无明显效果， 同时存在结晶器卷渣和二次氧化现象。因此，需要对连铸结晶器内的钢液流动及 卷渣行为进行系统研究。 6l 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为 的数学物理模拟研究 3．1数学模型的建立 3．1．1数学模型的假设条件 连铸结晶器内的钢液流动行为比较复杂，涉及凝固坯壳、夹杂物、气体等多种影响 因素，因此，进行模型假设是非常必要的。 ①连铸结晶器内钢液的流动为稳态过程； ②连铸结晶器内的钢液为常物性单相流体： ③忽略连铸结晶器内弯月面的波动，认为钢液表面为水平； ④忽略连铸结晶器保护渣对钢液流动行为的影响作用； ⑤忽略连铸结晶器壁和凝固坯壳的倾斜效果； ⑥忽略由于温度变化而引起的热浮力。 3．1．2数学模型的基本方程 连续方程： V．(pi)=0 (3_1) 动量方程： V．(pdd)=一VP十V．(¨。。V畦)+p§ (3_2) 其中P为压力，g为重力加速度，u为钢液的运动速度，p为钢液的密度， ¨。。为钢液 的有效粘度。由于连铸结晶器内的钢液流动为湍流，因而，p。。采用由Launder等‘㈨1提出 的k一￡双方程模型来确定。其相应的方程组为： V·(pfik)=V‘ILI。x“。Vkj+G—p￡ ‘3-3’ V捌毋旧Ve]+坐等 p4， 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 G。锯善(嚣十等 ] 吼叫t蠢I蠢十蠢J (3—5) ¨。H=pl+pC。k 2／￡ (3—6) p c=pC。k2／e (3—7) 其中pI为钢液的分子粕度系数，u。为钢液的湍流粘度系数a方程(3·3)～方程(3_7)中出现 的经验常数采用Launder等㈣1的推荐值，如表3．1所示。 表3．1 k一￡模型中的经验常数 T曲le 3．1 Contants in k一￡model 3．1．3数学模型的边界条件 由于板坯连铸结晶器的对称性，模型计算只取连铸坯的1／2体积，其边界条件定义 如下： (1)壁面垂直于壁面的速度分量设为零，平行于壁面的速度、压力及k、￡采用滑移 边界；与壁面相邻的节点上，平行于壁面的速度分量，k和￡由壁面函数确定。 (2)入口根据拉速和流量平衡，确定垂直于水口的入口速度u∥u，。=u。。·t90，u：。 设为零，k、s值则由k№=O．Olu：o。，￡。。=k盏。。／Q。／2)进行确定。这里d。为入口直径。 (3)出口和对称面除垂直于对称面的速度分量设为零外，所有物理量沿出口和对称 面的法线方向的梯度为零。 (4)液面 除垂直表面的速度分量设为零外，其它变量沿法线方向的梯度均设为零。 3．1．4数学模型的计算方法 对基本方程的离散采用Patankar提出的控制容积法，即把计算区域分成许多互不重 叠的控制容积，每个控制容积围绕一个网格节点，在每个控制容积上对微分方程进行积 分。 连续方程、动量方程和k．￡双方程均遵循一个一般化的守恒原则，即 V(西+)=v(r V十)+S (3—8) 方程左边称为对流项，右边第1项称为扩散项，第2项称为源项。将其中扩散系数r， 自变量m赋予不同的物理意义，即可得到上述方程。 63 东北大学博士学位论文 第三章IF铜连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 将该方程进行积分，即可得到上述通式的差分方程 a，十，=∑a。。十。+b (3—9) 求解连续方程和动量方程的关键在于利用交错网格解决速度和压力的正确耦合计 算问题，以确保迭代过程中校正压力的准确获取。 令m=u，并将压力梯度从源项中分离出来，得到速度控制体的差分方程 apu p=∑a nbu。b+b。+(PP—PE)△yA z (3一i0) 压力校正方程为 P=P+P’ (3—11) P’为校『E压力，其计算方程为 a，群=∑a。。uNB+b (3—12) 关于流场的离散化方程的详细推导见文献0102圳71。 方程的求解采用SIMPLE算法，将连续方程中的源项b<10。作为收敛判断标志， 并增加一个限制性条件，即进出IsI流量差<1％。 3．2物理模型的建立 3．2．1物理模型设计 3．2．1．1几何相似 本实验是以鞍钢第二炼钢厂板坯连铸结晶器为原型，其长度为900mm，宽度可在 900mm 1550mm范围内自动调节。本实验主要考察铸坯断面为1550mm×230mm、 1280mm×230mm、1060mm×230mm等3种情况。 本实验将模型与原型的几何相似比确定为1，即^=L,dLp=1，其中L代表几何尺寸， m代表模型，p代表原型。由此可得连铸结晶器模型与原型的几何尺寸如表3．2所示。 表3．2连铸结晶器原型与模型的几何尺寸 Table 3．2 Geometry parameters ofthe prototype and the model 由于物理模型无法完全模拟连铸结晶器的出121情况，只能将结晶器底部做成倒锥形 64 —型!垄芏堡主芏堡垒查 堑三兰!!!!兰箜丝墨墨塑塑坚塾垫垦查生堑垄竺垫堂竺墨堡!!堑查 以便于控制流体向下排出。为了不影响连铸结晶器的内部流场，在设计连铸结晶器模型 时将其长度延长至1250mm。 3．2．1．2动力相似 (1)流体流量的确定 本实验采用水模拟高温钢液，采用一定配比的真空泵油和煤油混合液模拟保护渣， 研究连铸结晶器内钢液的流动及卷渣行为。为满足结晶器模型与原型动力相似，须保证 二者的Froude准数相等。 氓=q (3一13) 经计算可得模型流体的流速和体积流量分别为 监：斧5：1 (3-14) V 盟：名s：1 (3—15) Q D (2)水口吹气量的确定 本实验采用压缩空气模拟氩气，研究连铸浸入式水口和结晶器内的气体行为。为满 足连铸结晶器模型与原型的动力相似，须保证二者的Froude准数相等。经计算可得模 型的水13吹气量分别为 孕：∥：1 (3-16 ) ～7 g，P 考虑到现场氩气在高温注流中的体积膨胀 必须对模型的水口吹气量进行温度修正。 一 婊，。 正。。 (3-17) g，。 瓦s—c 图3．1物理模型实验装置照片 Fig，3．1 Photo ofexpedmeotal apparatus 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 经计算可得模型的实际水口吹气量为 肇卫：5 (3—18) 呸， 3．2．1．3实验设备 如图3．1、图3．2所示，连铸结晶器模型采用透明有机玻璃制成，以便于观察结晶器 内部流体的流动状态。 2 6 7 图3．2物理模型实验装置示意圈 Fig．3．2 Sketch map ofexperimental apparatus 1一补水管；2一中间包；3一滑动水13；4一浸入式水13；5一波高传感器；6一数据采集系统 7一结晶器8一流量计9一放水阀10一水泵11一流量控制阀 3‘21．4实验过程 ①调整连铸结晶器水平，固定浸入式水口，确保水口与水平面垂直，并与结晶器对 中。 ⑦通过连铸结晶器下部出口处的流量计及控制阀，控制流体的体积流量，以模拟现 场的拉坯速度。 ③向连铸结晶器内液面上加入真空泵油与煤油混合液，模拟钢液表面的连铸保护 渣，加入量以厚度10ram为宜。 ④通过上水口和上滑板向水口内吹入压缩空气，模拟现场水口吹氩。 ⑤精确调整中间包和结晶器内液面高度，使其始终保持在预定位置不变。 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 ⑥待连铸结晶器内液面稳定3min～5min后，观察液面裸露及卷渣状况，并进行摄 像记录。 ⑦采用DJ800型水工测量仪，测定连铸结晶器内的液面波动状况。 ⑧采用高锰酸钾溶液作为示踪剂，测定钢液流股的冲击深度，并进行摄像记录。 3．2，2分析测试手段 3．2，2，1液面波动 (1)测定装置 液面波动采用DJ800型水工测量仪进行测定，如图3．3所示。该系统出计算机、多 功能监测仪和波高传感器组成。波高传感器由电容丝(传感器主体部分)、支架及检出 电路等组成。波高传感器的量程是15cm，线性误差小于士0．5％F S (2)测点位置 在保证连铸结晶器内水口两侧流动对称的前提下，在结晶器一侧选取4个液面波动 的测点位置，其中1#测点距结晶器窄面20mm；4#测点距浸入式水口侧壁20rnm；2 #、3#测点为1#、4#测点间距离的3等分点。如图3．4所示。 (3)测定方法 圈3．3 DJS00型实验数据采集及处理系统 Fig 3．3 Gathering and disposal system of experimental data of DJ800 在液面波动测定过程中，DJ800型水工测量仪的采样时间间隔为O．02秒，采样总时 问为5分钟，采样总次数为15000次，数据总量为60000个。 该系统计算波的方法为：在每个测点的取值范围内，计算平均水位。水面上下波动 时，相邻两次由下而上地跨越平均水位，为1个波，波峰在前，波谷在后。因此在采集 数据时要保持液面稳定，以免产生误差。 根据采集的数据可得到各测点的波数、最大波高、1／10大波平均波高、1／10大波平 67 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流墅墨查壅塑塑塑墼兰塑墨堡业壅 均周期、1／3大波平均波高、1／3大波平均周期、平均波高、平均周期、峰谷等值。在数 据处理时，取4个测点的平均波高及其平均值作为衡量连铸结晶器内液面波动状况的指 标。 图3．4液面波动测点位置不恿圈 Fig．3．4 Measurement positions ofsurface fluctuation in a mold 3．2．2．2冲击深度 采用高锰酸钾溶液作为示踪剂，将示踪剂从浸入式水口加入后，示踪剂随注流冲入 连铸结晶器中，并在结晶器内部清晰地显示流体的运动轨迹，将流股冲击到结晶器窄面 的最深冲击点位置与液面之间的距离定义为冲击深度。 3．2．2，3液面裸露 在连铸结晶器壁上沿标注刻度，以便定量分析液面裸露情况。在连铸结晶器液面正 上方架设一部摄像机，拍摄液面裸露情况，拍摄时间为2min。 3,2．2．4卷渣 在连铸结晶器正前方架设一部摄像机，拍摄卷渣现象，拍摄时间与液面裸露同步。 3．3结果分析与讨论 3．3．1连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为分析 3．3．1．1连铸结晶器内的钢液流动行为分析 图3．5分别表示在水口未吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液流场的数学模 拟计算结果。从图3．5中可以看出，钢液从浸入式水口出来后沿直线流向窄面，流股在 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 前进过程中不断进行扩张，流速不断降低，到达窄面后一分为二，形成向上和向下两大 流股。向下流股沿窄面下行，达到一定深度后，流向中心，再向上形成一个回流，这个 回流将影响凝固组织的生长状况；向上流股沿窄面上行至弯月面处后改变方向，流向水 13，在自由表面附近形成两个回流，其强弱将直接影响夹杂物上浮、液面波动等。 ——————— ≥ 1．Um 圈3．5水口未吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液流场的数学模拟 Fig．3．5 Mathematics modeling offlow field in a mold without argon blowing in Ansteel Co． (结品器断面1550mm×230mm，15。正方形水口，插入深度270mm，拉速1．3m／rain) 图3．6表示在一定连铸工艺条件下板坯连铸结晶器内钢液流场的物理模拟显示结果。 对比图3．5和图3．6可知，连铸结晶器内钢液流场的数学模拟与物理模拟在流动趋势上 基本一致：在浸入式水口两侧各形成两个涡流。但在结晶器出13处与B．G Thmos等一驯 的物理模拟略有差别，这与B．G Thmos等【93】的板坯连铸结晶器物理模型的高度不够有 关。连铸结晶器物理模型必须达到一定高度，才能够基本消除连铸结晶器出口状态对上 部流场的影响作用。在本实验条件下，连铸结晶器物理模型的高度设计为1250mm。 在水1：3吹氩工艺条件下，从水口侧孔出来的氨气泡迅速上浮至浸入式水13周围并抽 引周围的钢液向上运动，向上运动的钢液在熔池表面形成表面流并在结晶器窄面附近形 成向下流。氩气泡的浮力明显改变了连铸结晶器上部的钢液流动行为，导致钢液流股对 结晶器窄面的冲击点上移，结晶器上部的涡心也相应上移并偏向水口。当水口吹氩量较 小时，氩气泡穿过连铸结晶器上部涡心区后，受到钢液表面流动的影响，氩气泡偏向结 晶器中部，即从水121两侧向水口处汇集：面当水I：3吹氩量较大时，氩气泡对周围流体抽 69 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 引能力的加强，改变了连铸结晶器的钢液流动行为，氩气泡基本呈竖直上浮，至自由表 面附近受钢液表面流动的影响，略微向外(或向内)倾斜：随着水口吹氩量的增加，连 铸结晶器上部的涡心上移并偏向水口位置，弯月面处的上升流逐渐向下降流转变。 图3．6板坯连铸结晶器内钢液流场的物理模拟 Fig．3．6 Physical modeling offlow field in a mold 3．3．1．2连铸结晶器内的卷渣行为分析 通过物理模拟，板坯连铸结晶器内存在着4种卷渣行为，如图3．7所示。 (1)由于钢液表面回流形成的卷渣 从图3．7(a)可以看出，在高拉速连铸工艺条件下，卷渣主要发生在结晶器窄面附近。 数学模拟和物理模拟均表明，钢液的上升流沿结晶器窄面上行，冲击弯月面后改变方向， 沿渣金界面向水口方向流动，从而造成结晶器窄面附近渣层变薄，甚至可能出现液面裸 露，此时将发生严重的二次氧化现象，如图3．8所示。同时，在上升流继续流向水口的 过程中，由于界面张力的作用，牵引着部分熔渣随钢液流动。随钢液流动的熔渣在水口 与窄面的中间位置附近聚集，形成向下的鼓包。由于钢液表面回流为湍流流动，在钢液 湍流流动的作用下，某些鼓包可能脱离渣层，被钢液表面回流带入熔池深处，从而形成 卷渣。 分析可知，连铸结晶器内的钢液表面流速分布状况和液面波动状况直接卷渣行为， 本论文将主要通过研究连铸工艺参数和浸入式水1：3结构参数对于钢液表面流速、液面波 动等的影响作用，来探讨连铸结晶器内的卷渣行为。 图3．9表示在水口未吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液表面流速的分布状 况。由图3．9可知，对于1550mm×230mm的结晶器断面而言，采用鞍钢现场的15。水 口进行浇注，当水12；1插入深度为270mm、拉速为1．3m／min时，连铸结晶器内钢液的最 70 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 (a)由于钢液表面回流形成的卷渣 Submerged ould (b)由丁‘钢液非对称流动引起的漩涡卷渣 Normal slag surface I (c)由于水口吹氩造成的卷渣 (d)由于水口插入深度过浅导致的卷渣 图3．7连铸结晶器内的卷渣行为 Fig．3．7 Slag entrapments in a mold 71 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 图3．8连铸结晶器内的液面裸露 Fig．3．8 Steel bareness in a mold s，E．鲁g一}8星nS 图3．9水口未吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的钢液表面流速分布 Fig．3．9 Surface velocity in a mold without argon blowing f结品器断面1550ram×230mm，15。正方形水口，插入深度270ram，拉速1 3m／min) Posifion 图3．10鞍钢板坯连铸结晶器内的液面波动 Fig．3．10 Surface flunctuation in a mold f结晶器断面1 550mm×230mm，15。正方形水口，插入深度270mm，拉速1．3m／min) 大表面流速可达O．213m／s，位于距离浸入式水口中心0．481m处。 图3，10表示鞍钢板坯连铸结晶器内的液面波动状况。分析可知，在水口未吹氩工艺 条件下，连铸结晶器内钢液的上升流是影响液面波动的主要因素。此时，处于上升流与 72 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内铜液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 液面交汇点附近的4#测点的液面波动状况最为剧烈，明显高于其他各个测点，而距离 结晶器窄面位置最远的1#测点的液面波动最弱。在本实验条件下，连铸结晶器内4个 测点处的平均液面波高分别为O．37cm、O．44cm、0，41cm、0．52cm，如图3．10所示。 由于钢液表面回流形成的卷渣是高拉速连铸结晶器内的主要卷渣行为，也是本论文 的重点研究内容之一。 (2)由于钢液非对称流动引起的漩涡卷渣 众所周知，液面环流是产生漩涡的必要条件。如果连铸结晶器内的钢液流场是对称 的，就无法形成液面环流，漩涡也不会出现。物理模拟表明，在本实验条件下，漩涡在 浸入式水口附近以单个或成对的形式间歇性出现，其旋转方向均为沿水13外壁向结晶器 宽面方向流动，如图3．7(b)所示。这表明，漩涡的产生与钢液表面回流为湍流流动有关， 湍流的不稳定性造成水口～侧的钢液表面回流强于另一侧，使之可能越过水口中心线， 与另一侧的钢液表面回流会合形成环流，当环流速度超过临界值时，就会形成漩涡。在 漩涡向下旋转运动的过程中，熔渣被卷吸到钢液内部，从而引起卷渣。 通过物理模拟，在本实验条件下，由于液面环流引起的漩涡能量较小，不足以使熔 渣脱离本体被卷吸到钢液内部。因此，由于钢液非对称流动引起的漩涡卷渣并不是主要 的卷渣行为。 (3)由于水口吹氩造成的卷渣 从图3．7(c)可以看出，在水口吹氩工艺条件下，吹入的氩气随钢液流股进入连铸结 晶器内，氨气泡在钢液中上浮，导致液面波动加剧、熔渣乳化严重，从而易造成卷渣。 随着水13吹氩量的增加，连铸结晶器上部的涡心上移并偏向水口位置，弯月面处的 上升流逐渐向下降流转变：同时氨气泡在钢液表面处破裂造成的液面波动加剧，二者导 致卷渣的可能性增大。另外，连铸结晶器内钢液中的非金属夹杂物可以粘附于氩气泡上， 随氩气泡 并上浮去除。随着水口吹氩量的增加，钢液中非金属夹杂物的上浮去除凡率 增加，从而有利于减少皮下夹杂。 分析可知，水口吹氩工艺通过改变连铸结晶器内的钢液表面流速分布状况、液面波 动状况和熔渣乳化状况等来影响卷渣行为，本论文将主要通过研究水口吹氩工艺参数对 于液面波动、熔渣乳化等的影响作用，来探讨连铸结晶器内的卷渣行为。 由图3．10可知，与水口未吹氨工艺相比较，在水13吹氩工艺条件下，连铸结晶器内 的液面波动状况显著加剧，从而使卷渣更易产生。在本实验条件下，连铸结晶器内4个 测点处的平均液面波高分别为0．79cm、0．77cm、O．88cm、0．86cm。 图3．1l表示在水口吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的熔渣乳化状况。由图 3．11可知，从水口侧孔进入连铸结晶器内的氩气上浮至渣金界面，部分氢气泡存留于熔 渣中造成熔渣乳化，从而使卷渣更易产生。 目前，国内外连铸生产普遍采用水口吹氩工艺，对于抑制钢液二次氧化、防止水口 结瘤等效果显著。在此前提条件下，为防止结晶器卷渣、改善连铸坯质量，必须选择一 73 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 个合理的水13吹气量。这也是本论文的重点研究内容之一。 图3．U水口吹氩工艺条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的烙渣乳化 Fig．3．1 1 Slag emulsification in a mold with argon blowing (4)由于水口插入深度过浅导致的卷渣 从图3．7(d)可以看出，当水口插入深度过浅时，来自水口侧孑L的钢液流股可以直接 冲击钢液表面的保护渣层，造成大量的保护渣进入钢液中，从而导致卷渣。由于水口插 入深度过浅导致的卷渣主要发生于浇注末期，并不是主要的卷渣行为。 3．3．2水口未吹氩工艺条件下连铸结晶器内的钢液流动卷渣行为研究 3．3．2．1研究 对于3种断面尺寸的结晶器，分别采用4种拉速、5种水口插入深度、5种水口侧孔 倾角、2种水口侧孔形状、2种水口侧孔面积进行数学模拟和物理模拟，研究在水口未 吹氩工艺条件下连铸工艺参数和浸入式水口结构参数对板坯结晶器内钢液流动及卷渣 行为的影响，具体研究方案见表3．3。 表3．3研究方案 Table 3．3 Research project 3．3．2．2拉速对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 74 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研宄 通过数学模拟，可以得到在不同拉速条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液的流场分布 和表面流速分布，如图3．12和图3．13分别表示。由图3．5、图3．12和图3．13可知，随 着拉速的增加，浸入式水1：3出口处的钢液流股速度逐渐增大，钢液流股冲击窄面的速度 也随之增大，上升流在弯月面处引起的液面波动加剧，钢液表面流速增大，从而使卷渣 更易产生。 —————————— ≥ t。0m —————————— ≥ 1．Om陪 (a)1．2m／min (b)1．4m／min 图3．12拉速对连铸结晶器内钢液流场分布的影响 Fig．3．12 Effect ofcasting speed on flow field in a mold (结晶器断面1550mm×230mm，15。正方形水口，插入深度270mm，水13吹气量OL／min) 笔菩苫一98粤ns 图3．13拉速对连铸结晶器内钢液表面流速分布的影响 Fig．3．13 Effectofcasting speed On surface velocityin amold f结晶器断面1550mm×230ram，15。正方形水口，插入深度270ram，水口畋气量OL／min) 在本实验条件下，当拉速分别为1．2m／min、1．3rrdmin、1．4m／min时，钢液表面流速 75 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 的最大值分别为O．197m／s、0．213m／s、O．230m／s，均位于距离浸入式水口中心o．48lm处。 通过物理模拟，可以得到在不同拉速条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的液面波动状况， 如图3．14所示。由图3．14可知，随着拉速的增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧， 从而使卷渣更易产生。 通过物理模拟，可以得到在不同拉速条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液流股的冲击 深度，如图3．15分别表示。由图3．15可知，随着拉速的增加，连铸结晶器内钢液流股 的冲击深度有所改变，但是没有明显的变化规律。 图3．14拉速对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig 3．14 Effect ofcasting speed on surface fluctuation in a mold (结晶器断面1550ramX230ram，15。正方形水口，插入深度270mm，水口畎气量0L／rain) 图3．15拉速对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig．3．15 Effect ofcasting speed on impact depth in a mold (结晶器断面1550mm×230ram，150正方形水口，插入深度270ram，水El吹气量0L／rain) 3．3．2t3水口插入深度对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过数学模拟，可以得到在不同水口插入深度条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液的 流场分布和表面流速分布，如图3．16和图3．17分别表示。由图3．5和图3．16可知，随 着水口插入深度的增加，上回流区范围变大，上升流在弯月面处引起的液面波动减弱， 从而可抑制卷渣产生。 76 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 ——————————— ≥ 1．Om／$ —』竺与 (a)220mm (b)250mm —J竺今 ————————— ≥ 1．om／s (c)290mm(d)320mm 图3．16水口插入深度对连铸结晶器内钢液流场分布的影响 Fig．3．16 Effect ofimmersion depth ofSEN on flow field in a mold (结晶器断面1550mm×230mm，15。正方形水口，拉速1．3rn／min，水13吹气量0L／min) 由图3．17可知，随着水目插入深度的增加，连铸结晶器内钢波表面流速的变化分为 两个阶段。当水口插入深度过浅时，随着水口插入深度的增加，钢液的最大表面流速逐 渐增大，同时最大表面流速的位置逐渐远离浸入式水口。在本实验条件下，当水口插入 77 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 深度分别为220mm、250mrn、270mm时，铜液的最大表面流速分别为O．202m／s、0．213m／s、 O．213rrds，对应距离浸入式水口中心线0．326m、0．450m、O．48lm。当水口插入深度达到 一定值时，随着水口插入深度的继续增加，钢液的最大表面流速逐渐减小，其位置则基 本保持不变。在本实验条件下，当水口插入深度分别为270mm、290mm、320ram时， 钢液的最大表面流速分别为0．213rrds、0．208m／s、O．200m／s，均位于距离浸入式水口中 心线0．48lm处。 s『E．毒8孚8星nS 图3．17水口插入深度对连铸结晶器内钢液表面流速分布的影响 Fig．3，】7 Effectofimmersion depth ofSEN on surface velocity in amold (结晶器断面1550ramX230mm，15。正方形水口，拉速1．3m／min，水口吹气量0L／rain) 图3．18水口插入深度对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig．3 18Effect ofimmersion depthofSEN on surfaceflunctuationin amold f结晶器断面1550ram×230mm，15。正方形水口，拉速1．3m／rain，水口欧气量0L／rain) 通过物理模拟，可以得到在不同水口插入深度条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的液面 波动状况，如图3．18分别表示。由图3．18可知，随着水口插入深度的增加，连铸结晶 器内的液面波动逐渐减弱，从而可抑制卷渣产生。 通过物理模拟，可以得到在不同水口插入深度条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液流 股的冲击深度，如图3．19分别表示。由图3．19可知，随着水口插入深度的增加，连铸 结晶器内钢液流殷的冲击深度逐渐增大。 7R 东北大学博士学位诗文 第三章IF钢连铸结晶器内铜液流动厦卷渣行为的数学物理模拟研究 图3．19水口插入深度对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig 3 19Effectofimmersion depth ofSENonimpact depthin amold (结晶器断面1550ram×230mm，15。正方形水口t拉速1 3m／rain，水口吹气量OI，／rain) 分折表明，当水口插入深度适当增加时，连铸结晶器内的钢液表面流速减小，液面 波动减弱，液面裸露程度减轻，从而可减少和避免卷渣生成，并有效抑制钢液的二次氧 化。但足．当水口插入深度过大时，水口流股的冲击深度过大，必然造成下降流的涡心 位置下移，不利于钢液中夹杂物的上浮去除，同时由于更多的高温钢液进入结晶器下部， 影响了凝固坯壳的生长，易导致凝固坯壳减薄，增大了漏钢的几率，1i利于拉速的增大。 3．3．2．4水口侧孔倾角对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过数学模拟，可以得到在不同水口侧孔倾角条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液的 流场分布和表面流速分布，如图3 20和图3 21分别表示。由图3．5和图3 20可知，随 着水L]侧孔倾角的增加，}：回流区范制变大，上升流在弯月面处引起的液面波动减弱， 从而可抑制卷渣产生。 山图3 21可知，随着水口侧孔倾角的增加，连铸结晶器内钢液的最大表面流速逐渐 减小，同时最大表面流建的位置逐渐远离浸入式水口。在本实验条件下，当水口侧孔倾 角分别为0。、12。、15。、20。、230时，钢液的屉大表面流速分别为0．237m／s、O．225rrds、 o 213m／s、0．194m／s、0．183m／s，对应距离浸入式水口中心线0 357m、o 450m、0 48lm、 0 481m、0．48lIll。 通过物理模拟，可以得到在不同水LJ侧孔倾角条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的液面 波动状况，如图3．22分别表示。由图3．22可知．随着水口侧孔倾角的增加，迕铸结晶 器内的液面波动逐渐减弱，从而可抑制卷渣产生。 通过物理模拟，可以得到在不I司水口侧孔倾角条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液流 股的冲击深度，如图3．23分别表示。由图3，23可知，随着水口侧孔倾角的增加，连铸 结晶器内钢液流股的冲击深度逐渐增大。 分析表明，当水口侧孔倾角适当增加时，连铸结晶器内的钢液表面流速减小．液面 波动减弱，液面裸露程度减轻，从而可减少和避免卷渣生成，并有效抑制钢液的二次氧 79 东北大学博士学位论文 gs_章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 化。但是，当水1：3侧孔倾角过大时，水口流股的冲击深度过大，必然造成下降流的涡心 位置下移，不利于钢液中夹杂物的上浮去除，同时由于更多的高温钢液进入结晶器下部， 影响了凝固坯壳的生长，易导致凝固坯壳减薄，增大了漏钢的几率，不利于拉速的增大。 ———————————≥ 一———— 》 1．0m括 1．0m培 (a)o。 (b)12。 ——————————二≥》——————————≥ (c)20。(d)23。 图3．20水El侧孔倾角对连铸结晶器内钢液流场分布的影响 Fig．3．20 Effect ofexn angle ofSEN On flow field in a mold f结晶器断面1550mm×230ram，水口插入深度270mm，拉速1．3m／min，水口吹气量OL／min) 80 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 1．jg一$8粤n8 图3．21水121侧孔倾角对连铸结晶器内钢液表面流速分布的影响 Fig，3．21 EffectofexitangleofSENOn surfacevelocityinamold f结晶器断面1550mm×230mm，水口插入深度270mm，拉速1．3m／min，水口吹气最0L／rain) 图3．22水口侧孔倾角对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig．3．22 Effect ofexit angle ofSEN On surface flunctuation in a mold (结晶器断面1550mmX230ram，水口插入深度270ram，拉速i,3m／min，水口畋气量OL／min) 图3．23水El侧孔倾角对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig，3．23 Effect ofexit angle ofSEN On impact depth in a mold (结晶器断面1550ram×230mm，水口插入深度270mm，拉速1,3m／rain，水口吹气量0L／rain) 81 东北大学博士学位论文 第三章1F钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 3．3 2．5水口侧子L形状对结晶器内钢液流场及卷渣行为的影响 通过数学模拟，可以得到在不同水口侧孔形状条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液的 流场分布和表面流速分布，如图3．24和图3125分别表示。由图3．5、图3．24和图3．25 可知，与正方形水口相比较，4：3矩形水口的上升流在弯月面处引起的液面波动减弱， 钢液表面流速有所减小，从而可抑制卷渣产生，但是影响作用非常有限。 ～—= ， ，一m／s ＼ 图3．24矩形水口浇注条件下连铸结晶器内的钢液流场分布 Fig．3．24 Flow field in a mold with SEN ofrectangle exit (结晶器断面1 550mm×230mm，15。水口，插入深度270ram，拉速1．3m／min，水121吹气量0L／rainl 望E．言g面>8芒3∞ 图3。25水．El侧孔形状对连铸结晶器内钢液表面流速分布的影响 Fig．3．25 Effect ofexit shape of SEN Oil surface velocity in a mold (结晶器断面1550mm>(230mm，15。水121，插入深度270ram，拉速1．3m／min，水VI吹气量0L／min) 由图3．24可知，在本实验条件下，当采用4：3矩形水口和正方形水口进行浇注时， 连铸结晶器内钢液的最大表面流速分别为0．205m／s、0．213m／s，对应距离浸入式水口中 82 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 心线0 450m、O．481m。 通过物理模拟，可以得到在不同水口侧孔形状条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的液面 波动状况，如图3．26分别表示。由图3．26可知，与正方形水口相比较，4：3矩形水口 的液面波动有所减弱，从而可抑制卷渣产生，但是影响作用非常有限。 图3．26水口倒孔形状对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig 3．26 Effect ofexit shape ofSEN on surface flunctuation in a mold (结晶器断面1550mm×230mm．15。水口，插入深度270mm，拉速1．3m／min，水口吹气量0L／min) 图3．27水口侧孔形状对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig．3．27 Effect ofexit shapeofSEN onimpactdepthin amold (结晶器断面】550mm×230ram，15。水口，插入深度270mm，拉速1．3m／min，水口吹气量0L／min) 通过物理模拟，可以得到在不同水口侧孔形状条件下鞍钢板坯连铸结晶器内水口流 股的冲击深度，如图3．27分别表示。由图3．27可知，与正方形水口相比较，4：3矩形 水口流股的冲击深度有所增大。 3．3．2．6水口侧孔面积对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影晌 通过数学模拟，可以得到在不同水口侧孔面积条件下鞍钢板坯连铸结晶器内钢液的 流场分布和表面流速分布，如图3．28和图3．29分别表示。由图3．5、图3．28和图3．29 可知，与侧孔面积为5476mm2的水口相比较，侧孔面积为5776mm2的水口的上升流在 弯月面处引起的液面波动减弱，钢液表面流速有所减小，从而可抑制卷渣产生，但是影 响作用有限。 83 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内铜液流动及巷渣行为的数学物理模拟研究 —————————— ≥ 1．O riga 图3．28侧孔面积为5776mm2水口浇注条件下连铸结晶器内的钢液流场分布 Fig．3．28 Flow field in a mold with SEN of 5776mm2 exit area (结晶器断面t550ramx230mm，15。正方形水口，插入深度270mm，拉速1．3m／rain，水口吹气量0L／rain) s，E．罩廿。一譬8粤，∞ 图3．29水口侧孔面积对连铸结晶器内铜液表面流速分布的影响 Fig．3，29 Effi；ct ofexit area ofSEN on surface velocity in a mold (结晶器断面1550mm×230mm，150正方形水151，插入深度270mm，拉速1．3m／rain，水口吹气量OL／min) 由图3．29可知，在本实验条件下，当采用侧孑L面积为5776mm2和5476mm2的水口 进行浇注时，连铸结晶器内钢液的最大表面流速分别为0．207m／s、0．213m／s，均位于距 离浸入式水口中心线0．48lm处。 通过物理模拟，可以得到在不同水口侧孔面积条件下鞍钢板坯连铸结晶器内的液面 波动状况，如图3．30分别表示。由图3．30可知，与侧孔面积为5476mm2的水口相比较， 采用侧孔面积为5776mm2的水口进行浇注时，连铸结晶器内的液面波动有所减弱，从 而可抑制卷渣产生，但是影响作用有限。 84 童苎苎曼望望兰坠墨 茎三主!!塑垄壁竺曼墨塑塑壅堕兰墨查查堡垄塑垫兰塑堡堡塑翌塞 图3．30水12侧孔面积对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig．3．30 Effect ofexit area ofSEN on surface flunctuation in a mold (结晶器断面1550ramx230mm，15。正方形水口，插入深度270mm，拉速1．3ngmin，水口欧气量 0Umim 图3．31水口侧孔面积对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig．3．31 Effects ofexit area ofSENOnimpact depthin amold (结晶器断面1550mm×230mm，15。正方形水口．插入深度270mm，拉迷1．3m／min，水12吹气量0L／min) 通过物理模拟，可以得到在不同水口侧孔面积条件下鞍钢板坯连铸结晶器内水H流 股的冲击深度，如图3_31分别表示。由图3．31可知，与侧孔面积为5476mm2的水口相 比较，采用侧孔面积为5776mm2的水口进行浇注时，连铸结晶器内的冲击深度有所增 大。分析可知，这主要与钢液流股在水口侧孔上的速度分布不均匀有关。 3．3．3水口吹氩工艺条件下连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为研究 3．3．3．1研究方案 对于3种断面尺寸的结晶器，分别采用4种拉速、8种上水口吹气量、3种上滑板吹 气量、5种水口插入深度、4种水口侧孔倾角、2种水口侧孔形状、2种水口侧孔面积进 行物理模拟实验，研究水口吹氩工艺参数、连铸工艺参数和浸入式水口结构参数对板坯 结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响，具体研究方案见表3．4。 RS 东北壁博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 圈3．30水12侧孔面积对连铸结晶器内液面波动的影响 Fig．3，30Effectofexit area ofSEN on surfacefluncmationin amold (结晶器断面1550ram×230mm，15 o止方形水[J，捅入深度270mm，拉速1．3m／rain，水口畎气量 OL／min) 图3．31水口倒孔面积对连铸结晶器内冲击深度的蟛响 Fig．3．3I Effectsofexit area ofSENonimpact 0epthin amold (结品器断面1550ram×230ram，I 56正方形水口，插入深度270ram，拉速1．3m／min，水口吹气量0L，mjn) 通过物理模拟，可以得到在不同水口侧孔面积条件下鞍钢板坯连铸结晶器内水口流 股的冲击深度，如图3 3】分别表示。由圈3．3l可知，与侧孔面积为5476mm2的水口相 比较，采用侧孔面积为5776mm2的水口进行浇注时，连铸结晶器内的冲击深度有所增 大。分析可知，这主要与钢液流股在水口侧孔上的速度分布不均匀有关。 3．3．3水口吹氩工艺条件下连铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为研究 3．3 31研究方案 对于3种断面尺寸的结晶器，分别采用4种拉速、8种上水口吹气量、3种上滑板吹 气量、5种水口插入深度、4种水口侧孔倾角、2种水口侧孔形状、2种水121侧孔面积进 行物理模拟实验，研究水口吹氩工艺参数、连铸工艺参数和浸入式水口结构参数对板坯 结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响，具体研究方案见表3．4。 85 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 3．3，3．2水口吹气量对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过物理模拟，在本实验条件下，当采用鞍钢IF钢板坯连铸工业生产的水121吹气量， 即上滑板吹气量为6L／min、上水口吹气量分别为10 L／min～25 L／rain时，随着水13吹气 量的增加，连铸结晶器内的液面波动急剧增加，液面裸露和卷渣均非常严重，如图3．32 所示。这说明目前鞍钢IF钢板坯连铸工业生产采用的水13吹气量明显过大，需要进行 若．m口c2 co旨1#u主止 (a)结晶器断面1060mm×230mm，20。正方形水口，拉速I．5m／min Eu．∞凸ce co；m丢呈L (b)结晶器断面1280ram×230mm，20。正方形水口，拉速1．4m／rain 86 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 Eu．m口c芒co一苟j铝三L (c)结晶器断面1550ram×230mm，150正方形水口，拉速1．3m／min 图3-32鞍钢现场水口欧气量条件下连铸结晶器内的液面波动 Fig 3．32 Surface flunctuation in amold with SEN ofgas flow applied inAnsteel Co． (水13插入深度270ram，上滑板吹气量6L／min) 优化。 参考国内其他钢铁企业的水13吹气量，本论文适当降低了上滑板和上水口的吹气量， 将上滑板吹气量定为2L／min、上水1：3吹气量定为0L／min～10L／min，在此吹气量范围内 进行物理模拟。 图3．33给出了在水口插入深度为270ram条件下水口吹气量对连铸结晶器内液面波 动的影响。随着水口吹气量的增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧，液面裸露和卷 渣的几率均逐渐增大。 由图3．33可知，水口吹气对于连铸结晶器内不同位置的液面波动状况的影响规律不 同。随着水口欧气量的增加，浸入式水口附近的液面波动明显加剧，雨水口吹气对于距 离水口较远处的液面波动的影响作用较小。当水口插入深度有所增加时，这种影响规律 更加明显。 在本实验条件下，随着水口吹气量的增加，距离水口最近的l#测点的液面波动迅 速增强，其变化率远远高于其他各个测点。究其原因是由于随着水口吹气量的增加，大 Eu．moc芒co一甍j芑nI：| (a)结晶器断面1060ram×230ram，20。正方形水口t拉速1．5rrdmin 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 E。．∞凸ce co一苛：芑量：| m ) 结 晶 器 断 面1280ram×230ram，20。正方形水口，拉速1．4m／min E。．。曲ce co口m，13j正 (c)结晶器断面1550mmX230ram，15。正方形水El，拉遽1．3m／rain 图3．33水口吹气量对连铸结晶器内液面波动的影响(水13插入深度270ram，上滑板吹气量2L／rain) Fig．3．33 Effectofgasflow ofSEN on surfaceflunctuationin amold 量的气体来不及分散便聚合长大，以大气泡的形式上浮逸出，这些大气泡在破裂时将造 成钢液面的湍动能大大增加，从而导致液面波动加剧，1#测点距离水口出12最近，从 此处逸出的气体最多，所以该测点处的液面波动变化最大，其平均波高值高于其他各个 测点。 在本实验条件下，随着水口吹气量的增加，钢液流股对结晶器窄面的冲击深度逐渐 减小，如图3．34所示。这是由于气泡的上浮运动对钢液流股向结晶器窄面的运动产生阻 滞作用，从而减小了钢液流股的动能，造成了钢液流股对结晶器窄面的冲击点上移，同 时也造成了钢液流股对结晶器窄面的冲击力减小。在高拉速连铸工艺条件下，钢液流股 对结晶器窄面的冲击点上移和冲击力减小，有助于凝固坯壳的均匀生长，有利于防止由 于凝固坯壳过薄而发生漏钢事故。 如前所述，水口吹气量存在一个合适的范围。若水口吹气量过小，防止水El结瘤的 效果不明显；若水口吹气量过大，连铸结晶器内的液面波动加剧，容易引起卷渣和液面 裸露，从而影响连铸坯质量。所以，采用合适的水口吹气量，对于保证连铸工艺的顺行 和铸坯质量的改善都是极为有利的。 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 EE．cld∞口dⅢaE— (a)结晶器断面1060mm×230mm，20。丑二方形水口，拉速1．5m／min EE．暑罢芑日△E— (b)结晶器断面1280ramX230ram，20。止方形水口，拉速1 4m／rain EE．5am口鲁△E一 (c)结晶器断面1550mm×230ram，15。正方形水口，拉速1．3m／min 图3．34水口吹气量对连铸结晶器内冲击深度的影响(上滑板吹气量2L／rain) Fig．3．34 Effect ofgas flow ofSEN On impact depth in a mold 研究发现，在水口吹氩工艺条件下，适当增大浸入式水I-3的插入深度，这样既可以 有效抑制连铸结晶器内液面波动，又可以保证冲击深度不会过大。在本实验条件下，当 上滑板吹气量为2L／min、上水口吹气量分别为OL／min～10L／min时，将浸入式水口插入 深度由270mm增为290mm，连铸结晶器内的液面波动状况较为良好，同时卷渣有所减 弱，如图3．35所示。 89 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模柑研究 Eo．∞口ce co嚣己u三L (a)结晶器断面1060ram×230mm，20。正方形水口，拉速1．5m／min 岳一岛c是cD芦m5铬量L (b)结晶器断面1280ram×230ram，20。正方形水口．拉速1 4m／rain 毛．mac巴旨口q暑ur¨L (c)结晶器断面1 550mm>(230ram，15。正方形水口，拉速1．3m／min 图3．35水口吹气量对连铸结晶器内液面波动的影响(水口插入深度290ram，上滑板吹气量2L／rain) Fig．3．35 Effect ofgas flow ofSEN on impact surface flunctuation in a mold 分析可知，对于1060mm和1280mm断面的连铸结晶器而言，当上滑板吹气量为 2L／min、上水口吹气量小于6 L／min时，连铸结晶器内的液面波动状况较为良好；对于 1550mm断面的连铸结晶器而言，当上滑板吹气量为2Umin、上水口吹气量小于4L／min 时，连铸结晶器内的液面波动状况较为良好，同时卷渣有所减弱，如图3．35所示。 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 (a)结晶器断面1060mm×230ram，20。正方形水口 (b)结晶器断面1280mm×230ram，20。正方形水口 (c)结晶器断面1550mm×230mm，15。正方形水1：3， 图3．36拉速对连铸结晶器内液面波动的影响(水13插入深度270ram) Fig．3．36 Effect ofcast speed on surface flunctuation in a mold 3．3．3．3拉速对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影晌 通过物理模拟，拉速对连铸结晶器内液面波动和冲击深度的影响作用如图3．36、图 3．37所示。由图3．36、图3．37可知，在本实验条件下，无论水口吹气与否，随着拉速的 增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧，卷渣和液面裸露状况逐渐变差，但是钢液流 股的冲击深度并没有明显的变化规律。 91 塑!查兰!堕士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 (a)结晶器断面1060mm×230mm，20。正方形水口 (b)结晶器断面1280ram×230ram，20。正方形水口 (c)结晶器断面1550mm×230ram，15。正方形水口 圈3．37拉速对连铸结晶器内冲击深度的影响(插入深度270ram) Fig．3．37 Effect ofeast speed on impact depth in a mold 313．3．4水口插入深度对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过物理模拟，在一定的水V1吹气量条件下，水口插入深度对连铸结晶器内液面波 动和冲击深度的影响作用如图3_38、图3．39所示。由图3．38、图3-39可知，在本实验 条件下，无论吹气与否，随着水口插入深度的增加，连铸结晶器内的液面波动均逐渐减 弱，钢液流殷的冲击深度均逐渐增大，同时卷渣和液面裸露状况有所好转。 92 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 Immersion depth mm (a)结晶器断面1060ramX230ram，20。止方形水口，拉速1,5m／min Immersion deplh mm (b)结晶器断面1280mm×230ram，20。正方形水口，拉速1 4m／min Immersion depih，m (c)结晶器断面t550ram×230mm，15。正方形水口，拉速1．3m／rain 图3．38水口插入深度对连铸结晶器内液面波动的影响(上滑板吹气量2Llmin) Fig．3．38 Effect of immersion depth ofSEN on surface flunctuation in a mold 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 EE．Sam口芑m△￡一 (a)结晶器断面1060ram×230mm，20。正方形水口，拉速1．5m／min EE．ul宕刁茁日aE— (b)结晶器断面1280ram×230mm，20。正方形水口，拉速1．4m／min E E 主 昌 莒 拿 (c)结晶器断面1550mmX230mm，20。正方形水口，拉速1．3m／min 图3．39水口插入深度对连铸结晶器内冲击深度的影响(上滑板吹气量2L／rain) Fig．3，39 Effect ofimmersion depth ofSEN oil impact depth in a mold 3．3．3．5水口侧孔倾角对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过物理模拟，水口侧孔倾角对连铸结晶器内的液面波动和冲击深度的影响作用如 图3．40、图3。4l所示。 由图3．40、3．41可知，在本实验条件下，随着水口侧孔倾角的增大，连铸结晶器内 的液面波动逐渐减弱，冲击深度逐渐增大。分析可知，当水口侧孔倾角向下倾斜时，从 94 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 水口侧孔射出的钢液流股与水平线形成的夹角变大，钢液流股对结晶器窄面的冲击点位 置下移，即冲击深度有所增大，同时上回流区域增大，沿结晶器窄面向上运动的钢液流 股到达液面时的速率必然降低，从而液面波动减弱，同时卷渣和液面裸露状况有所好转。 Immersion depth mm (a)结晶器断面1060mm×230ram，拉速1．5m／rain Immersion depth mm (b)结晶器断面t280mm×230mm，拉速1．4m／min Immersion depth mm (c)结晶器断面1550ram×230ram，拉速1．3m／rain 图3．40水口侧孔倾角对连铸结晶器内渡面波动的影响 Fig．3．40 Effect ofexit angle ofSEN On surface flunctuation in a mold (正方形水口，上滑板吹气量2L／min．上水口吹气量4 L／min) 95 查!!查璺壁主堂隹堕叁 第三章IF铜连铸结晶器内铜液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 Immersion depth mm (a)结晶器断面1060ram×230mm，拉速1．5m／rain Immersion depth mm (b)结晶器断面1280mm×230ram，拉速1．4m／min (c)结晶器断面1 550mm×230ram，拉速1．3m／min 图3．41水口侧孔倾角对连铸结晶器内冲击深度的影响 Fig，3．41 Effect ofexit angle ofSEN on impact depth in a mold (正方形水121，上滑板吹气量2L／min，上水口吹气量4 L／min) 对于断面尺寸为1060ram×230mm和1280ram×230mm的连铸结晶器而苦，采用 23。水口时液面波动相对较弱。但此时钢液流股的冲击深度较大，不利于夹杂物的上浮 去除和凝固坯壳的均匀生长，因此不可取。而采用15。水口时，钢液流股的冲击深度相 对较小，可以保证夹杂物的上浮去除。虽然液面波动略高于现场使用的20。水网，但通 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 过将水口插入深度由270mm增加到290mm，可以使液面波动得到有效抑制，防止卷渣 发生。比较可知，使用20。水口、插入深度为270mm时的液面波动值与使用15。水口、 插入深度为290ram时的液面波动值相近，且均小于4mm。因此，建议在浇注断面尺寸 为1060mm×230mm和1280mm×230mm的连铸坯时采用15。水口，此时水口插入深 度可选择为290mm，此时连铸结晶器内的液面波动有所减弱，卷渣和液面裸露状况有 所好转。 对于断面尺寸为1550ram×230mm的连铸结晶器而言，采用20。水口时液面波动 相对较弱，但此时水口流股的冲击深度较大，不利于夹杂物的上浮去除和凝固坯壳的均 匀生长，因此不可取。而采用12。水口时，连铸结晶器内的液面波动和卷渣均非常剧烈， 即使增大水口插入深度为290mm时液面波动和卷渣同样较为严重，因此放弃使用12。 水口。综合考虑，建议使用现场的15。水口不变，考虑到水口吹氩工艺的影响作用，可 将水口插入深度由270mm变为290mm，此时连铸结晶器内的液面波动有所减弱，卷渣 和液面裸露状况有所好转。 3．3．3．6水I：：119ltFfL形状对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过物理模拟，在保持水口侧孔面积不变的前提下，改变浸入式水口的侧孔形状， 研究其对连铸结晶器内液面波动和冲击深度的影响，如图3．42、图3．43所示。正方形水 Immerlslon depth。mm (a)结晶器断面1060mm×230ram，拉速1．5m／min Immemion depth mm (b)结晶器断面1280mm×230mm，拉速1．4m／min 97 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 lmmersJon de瞰h．mm (c)结晶器断面1550ram×230mm，拉运1 3m／rain 图3．42水口侧孔形状对连铸结晶器内液面波动的影响(上滑板吹气量2L／min，上水口吹气量4ldmin) Fig．3．42 Effect ofexit shape ofSEN on surface flunctuation in a mold 口为目前鞍钢IF钢连铸工业生产所采用的，4：3矩形水El是参考国内某钢铁公司扣圳使用 的水口侧孔形状确定的。 由图3．42、图3．43可知，对于3种断面的结晶器而言，与正方形水口相比较，采用 4：3矩形水13浇注时连铸结晶器内的的液面波动及冲击深度均有所增加，增大卷渣几率。 因此，在本实验条件下，使用雁方形水13要优于使用4：3矩形水13。 (a)结晶器断面1060mmX230mm，拉速1．5m／min Immersion deplh mm (b)结晶器断面1280mm×230ram，拉速1．4m／min 98 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 Immersion depth mm (c)结晶器断面1550ram×230mm，拉速1．3m／rain 图3．43水口侧孔形状对连铸结晶器内冲击深度的影响(上滑板吹气量2L／rain，上水口吹气量4ldmin) Fig．3 43 Effect ofexit shape ofSEN on impact depth in a mold 3．3．3．7水口侧孑=L面积对结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响 通过物理模拟，在保持水口侧孔形状不变的前提下，改变浸入式水口的侧孔形状， 研究其对连铸结晶器内液面波动和冲击深度的影响，如图3，44、图3．45所示。侧孔面积 为5476rmn2的正方形水13为目前鞍钢IF钢连铸工业生产所采用的，侧孔面积为5776mm2 的正方形水口是参考国内某钢铁公司使用的水口侧孔面积确定的。 Immersion depth．mm (a)结晶器断面1060mm×230ram，20。正方形水口，拉速1．5m／rain Immersion de。pth mm (b)结晶器断面1280ram×230ram，20。正方形水13，拉速1．4m／rain 99 东北太学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 (c)结晶器断面1550ram×230ram，15。止方形水口，拉速1 3m／min 图3．44水口侧孔面积对连铸结晶器内液面波动的影响(上滑板吹气量2L／rain，上水口吹气量4 L／rain) Fig．3 44Effect ofexit areaofSEN On surfaceflunctuationin amold 由图3．44、图3，45可知，在本实验条件下，对于3种断面的结晶器而言，水口侧孔 面积对于连铸结晶器内的液面波动、冲击深度、卷渣及液面裸露并没有明显的影响规律， 这可能与水口侧孔面积改变较小有关。因此，建议鞍钢现场仍然采用侧孔面积为 5476mm2的正方形水口进行IF钢连铸工业生产。 ImmersIon depth们m (a)结晶器断面1060mm×230ram，20。正方形水口，拉速1．5m／min immersion depth．mm (b)结晶器断面1280mm×230mm，20。正方形水口，拉速1．4m／rain 100 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 Immersion depth mm (C)结晶器断面1550ram×230mm，150正方形水口，拉速1．3m／min 图3．45水口侧孔面积对连铸结晶器内冲击深度的影响(上滑板吹气量2L／mia，上水口吹气量4 L／rain) Fig．3．45 Effect ofexit area ofSEN On impact depth in a mold 3．3．4 IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数的分析评价与优化设计 对于断面尺寸为1060mm×230mm的连铸结晶器而言，采用鞍钢现场的20。正方形 水口，当水口吹气量为0L／min、拉速为1．5m／min、水口插入深度为270mm时，连铸结 晶器内的液面波动较弱，平均波高为O．227cm，冲击深度为265mm，如图3．46所示；当 上水口吹气量为20L／min、上滑板吹气量为6L／min、拉速为1．5m／min、水口插入深度为 270mm时，连铸结晶器内的液面波动非常剧烈，平均波高高达0．717cm，同时卷渣和液 面裸露现象非常严重，如图3．47所示。 对于断面尺寸为1280mm×230mm断面的连铸结晶器而占，采用鞍钢现场的200正 方形水口，当水口吹气量为0L／min、拉速为1．4m／min、水口插入深度为270mm时，连 铸结晶器内的液面波动较弱，平均波高为O．275cm，冲击深度为285mm，如图3．46所示； 当上水口吹气量为20L／min、上滑板吹气量为6L／min、拉速为1．4m／min、水口插入深度 为270mm时，连铸结晶器内的液面波动非常剧烈，平均波高高达O．890cm，同时卷渣和 液面裸露现象非常严重，如图3．47所示。 对于断面尺寸为1550mm×230mm的连铸结晶器而言，采用鞍钢现场的15。正方形 水口，当水口吹气量为0L／rain、拉速为1．3m／min、水口插入深度为270nml时，连铸结 晶器内的液面波动较弱，平均波高为O．435cm，冲击深度为220nml，如图3．46所示；当 上水口吹气量为20L／min、上滑板吹气量为6L／min、拉速为1．3m／min、水口插入深度为 270mm时，连铸结晶器内的液面波动非常剧烈，平均波高高达O．825cm，同时卷渣和液 面裸露现象非常严重，如图3．47所示。 通过数学模拟和物理模拟，对鞍钢IF钢连铸生产的浸入式水口结构参数和连铸工 艺参数进行优化，优化前后连铸结晶器内的液面波动和冲击深度如表3．5所示。 10I 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 2# d H-，～～，～，一～ ， ‘1。，“，’““’v 3# 5．c2§，C _-“√，。。pv_h．．H“"、-F—p—巾。——_““√-—／。、pv、n ■4口{4 4# 、_，“、、∥十¨ 1—，_Ⅵ， ¨、，。^_“ (a)结晶器断面1060mm×230mm，20。正方形水口，拉速1．5m／min 1# 辩 5．5写1日S—L 4# (b)结晶器断面1280mm×230mmt 20。正方形水口，拉速1．4m／min h 1# 5 洲 co嚣_5S一‰ 4Ⅳ (c)结晶器断面1550mmX230mm，15。正方形水口，拉速1．3m／min 图3．46水口未吹氩工艺条件下连铸结晶器内的液面波动状况(水口插入深度270ram) Fig．3．46 Surface flunctuation in a mold without argon injection before optimization 102 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 ．i I． 尊 釉酬㈣“黼刚I洲I|l|Iil|I||||ll㈣I柑||}|l枞 洲啸酬‰H娜舳蝴懈黼蜊料稍‰ll‘I||ll^I．I | 2# 硝 5．§目_e]E 协删州舳蝴‰峭啦蝴椭№鹕慨蜘种懈4 4* 帅小舢一舳h山Iq啭·舾一^地州柑jM一^|^州蚺h¨m—帅“h (a)结晶器断面1060ram×230mm，20。正方形水口，拉速1．5m／rain 脚||I舢㈧M时枷删w㈣郴脚M|I||槲椭 替 a# 6．i{93e 嗍蚺嘲脚岬鲥_唧梢l蜘岫忖b州懒^棚咿W伸喇 4# (b)结晶器断面1280ram×230ram，20。止方形水El，拉速1．4m／min “础4．_州I¨幽脚鼬蝴{_l梆M¨¨～蝴l-柚4“枞峨 脚 博 时椭忡忡蝴酬帅I神M脚㈣嘲一h÷州㈣ ^ 2# 5．§∞^E 。k_．．h．^．hm^．．“ h }^}lPP_呵 ’q’ Lm-．_ “ T1啊㈣_一’”1 | Im“Ⅲ．L-．。．．k．L～l““．．0＆“ L ～1下叩f1_1‘ nlu 帅㈣¨帆f^I¨-I帅M舯酬脚M籼“h舸删磷^『 (c)结晶器断面1 550ram×230ram，15。正方形水口，拉速1．3m／rain 图3．47水121吹氩工艺条件下优化前连铸结晶器内的液面波动状况 Fig．3．47 Surface flunctuation in a mold with argon injection before optimization (水El插入深度270mm，上滑板吹气量6L／min，上水口吹气量20 L／rain) 103 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结品器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 ．6lHI^，l，帅11．伸II_·_qhp一。__^¨忡峨MI一^呻n。_^枷pⅥIl__—搿k 5．c§a，e (a)结晶器断面1060mmX230mm，拉速1．5m／min，上水口吹气量6 L／min u帅I叫hl—M_．附{一岬^札料．机州¨幽一州lH一～．一呻帅：轴 2# 弹 6．c§目lL ‘ ^-HM”__ ， 。，，‘ ， r_帅 ～．．．．。．．，、。，。．．，．．——。 ．一，：二． (b)结晶器断面1280ramX230mm，拉速1．4m／rain，上水口吹气是6 L／min 罅 S．i{《，￡ 辅 hok__hw_-～～甜¨h¨～k_hwlh棚rI．刊p肿h^”’_押、_也十#^ (c)结晶器断面1550mmx230mm，拉速1．3rrdmin-上水口吹气量4 L／rain 图3．48水121吹氩工艺条件下优化后连铸结晶器内的液面波动状况 Fig 3．48 Surface flunctuation in a mold with argon injection after optimization (水口插入深度290mm，15。正方形水口)，上滑板吹气量2L／min) 104 东北大学博士学位论文 第三章rF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 表3．5优化前后连铸结晶器内的液面波动和冲击深度 Table 3．5 Surface flunctuation and impact depth in a mold before and after optimization 对于断面尺寸为1060mm×230mm的结晶器而言，采用15。正方形水171，当上水口 吹气量为6L／min、上滑扳吹气量为2L／min、拉速为1．5m／rain、水13插入深度为290ram ∽优化之前 (b)优化之后 图3．49优化前后连铸结晶器内的液面裸露状况 Fig．3．49 Steel bareness in a mold before and after optimization 105 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为0．375cm，同时卷渣和液面裸露 也明显得到抑制，如图3．49、图3．50所示。 (a)优化之前 (b)优化之而 圈3．50优化前后连铸结晶器内的卷渣状况 Fig．3，50 Slag entrapment in a mold before and after optimization 对于断面尺寸为1280mm×230mm的结晶器而言，采用150正方形水口，当上水口 吹气量为6L／min、上滑扳吹气量为2L／min、拉速为1．4ngmin、水口插入深度为290mm 时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为0．387cm，同时卷渣和液面裸露 也明显得到抑制，如图3．49、图3．50所示。 对于断面尺寸为1550mm×230mm的结晶器而言，采用15。正方形水口，当上水口 吹气量为4L／min、上滑板吹气量为2L／min、拉速为1．3m／min、水口插入深度为290mm 时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为0．410cm，同时卷渣和液面裸露 也明显得到抑制，如图3．49、图3．50所示。 3．4本章小结 本章通过数学物理模拟，系统研究在水口吹氩和水口未吹氩两种工艺条件下IF钢连 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内铜液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 铸结晶器内的钢液流动及卷渣行为，全面考察连铸工艺参数(水口吹气量、水口插入深 度、拉速)和浸入式水口结构参数(水口侧孔倾角、水口侧孔形状、水口侧孔面积)对 于连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的影响作用，在此基础上对鞍钢IF钢连铸工艺参 数和浸入式水口结构参数进行分析评价和优化设计。 (1)随着水口吹气量的增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧，卷渣和液面裸露的 几率均逐渐增大：但同时冲击深度逐渐减小，利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳 形成。 (2)随着水口吹气量的增加，浸入式水口附近的液面波动明显加剧，而水13吹气对于 距离水口较远处的液面波动的影响作用较小。当水口插入深度有所增大时，这种 影响规律更加明显。 (3)随着拉速的增加，连铸结晶器内的钢液表面流速逐渐增加，液面波动逐渐加剧， 卷渣几率逐渐增大。 (4)随着水IZ]插入深度的增大，连铸结晶器内钢液流场的上回流区范围逐渐变大，液 面波动逐渐减弱，卷渣和液面裸露的几率均逐渐减小；但同时冲击深度逐渐增大， 不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (5)随着水口插入深度的增大，连铸结晶器内钢液的最大表面流速先逐渐增加而后开 始降低，其位置先逐渐远离水口而后保持稳定。 (6)随着水口侧孔倾角的增大，连铸结晶器内钢液流场的上回流区范围逐渐变大，液 面波动逐渐减弱，卷渣和液面裸露的几率均逐渐减小；但同时冲击深度逐渐增大， 不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (7)随着水口侧孔倾角的增大，连铸结晶器内钢液的最大表面流速逐渐降低，其位置 先逐渐远离水口而后保持稳定。 (8)与正方形水口相比较，采用4：3矩形水口时连铸结晶器内的钢液表面流速较小， 液面波动较弱，卷渣和液面裸露的几率均有所减小；但同时冲击深度有所增大， 不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (9)与侧孔面积为5476mm2的水13相比较，采用侧孔面积为5776mm2的水口时连铸 结晶器内的钢液表面流速较小，液面波动较弱，卷渣和液面裸露的凡率均有所减 小；但同时冲击深度有所增大，不利于钢液中央杂物上浮和凝固坯壳形成。 (10)对于鞍钢断面尺寸为1060ram×230ram的连铸结晶器而言，采用15。正方形水口， 当上水口吹气量为6L／min、上滑板吹气量为2L／rain、拉速为1．5m／min、水VA插 入深度为290ram时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为O．375cm， 同时卷渣和液面裸露也明显得到抑制。 (11)对于鞍钢断面尺寸为1280ramX230ram的连铸结晶器而言，采用15。正方形水口， 当上水口吹气量为6L／rain、上滑板吹气量为2L／min、拉速为1．4m／min、水口插 入深度为290mm时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为O．387cm， 107 东北大学博士学位论文 第三章IF钢连铸结晶器内钢液流动及卷渣行为的数学物理模拟研究 同时卷渣和液面裸露也明显得到抑制。 (12)对于鞍钢断面尺寸为1550mmX230ram的连铸结晶器而言，采用15。正方形水口， 当上水口吹气量为4L／min、上滑板吹气量为2L／min、拉速为1．3m／min、水151插 入深度为290mm时，连铸结晶器内的液面波动明显减弱，平均波高仅为0．410cm， 同时卷渣和液面裸露也明显得到抑制。 查些查鲎堡主堂垒堕查 第四主IF钢连铸工艺参数和浸入式水n结构参数优化的工业试验研究 第四章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参 数优化的工业试验研究 4．1研究方法 4．1．1工业试验条件 第二次工业试验在鞍山钢铁公司第二炼钢厂进行，其工艺路线如图2．1所示，铁水 预处理工艺条件、转炉冶炼工艺条件、RH精炼工艺条件、连铸工艺条件参见第二章。 本次工业试验条件下，连铸结晶器断面尺寸为230mm×1550mm，浸入式水口为15。 正方形水口，上水121和上滑板的欧气量分别为4L．min。和2L．min～，水口插入深度 290mm，平均拉速为1．3m．min～。 4．1．2取样方法 本次工业试验进行1个浇次2个炉次。分别在转炉冶炼、RH真空精炼和连铸等不 同工序阶段取钢液试样。分别从第1炉第l块铸坯(开浇坯)、第1炉第2块铸坯(中 问坯)、第1～2炉之间的交接铸坯(交接坯)和第2炉最后1块铸坯(尾坯)中切取连 铸坯试样。 4．1．2．1转炉冶炼终点取样 在转炉冶炼结束之后，采用常规样勺取样器从转炉内提取钢液试样。 4．1．2．2 RH精炼之前取样 待钢包到达RH精炼位置后，在RH精炼开始之前采用特制的提桶式取样器从钢包 中提取钢液试样。 4．1．2．3 RH精炼之后取样 在Rtf精炼结束之后，采用特制的提桶式取样器由钢包内提取钢液试样。 4．1．2．4连铸中问包内取样 在连铸生产过程中，当钢包开浇90吨时，采用特制的提桶式取样器在连铸中间包 内浸入式水口上方200mm处附近提取钢液试样。 4．1．2．5连铸坯取样 对于每1个连铸坯试样，分别制耿3块内弧表层试样、3块上l／4厚度试样和3块 查苎燮主兰堡堕查 笠!章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 外弧表层试样，供大样电解分析使用，几何尺寸均为230mm×50mmX25mm。此外， 在距窄边230mm处沿连铸坯厚度方向切取5个试样，供化学成分分析和夹杂物金相分 析使用。 4．1．3检测分析手段 4．1．3．1化学分析 钢液试样和连铸坯试样的全氧含量和氮含量采用红外分析方法测定，其他化学成分 采用常规分析方法测定。 4．1，32金相分析 钢液试样和连铸坯试样中的夹杂物形貌、组成、尺寸及其分布状况，采用光学显微 镜、扫描电镜、电子探针等进行检测分析。 4．1．3．3连铸坯大样电解实验 对于内弧表层试样、上l／4厚度试样和外弧表层试样，分别采用SLIME法进行大样 电解，分析连铸坯试样中大于801am的非金属夹杂物的形态、组成、含量和分布。 4．2结果分析与讨论 4．2．1 IF钢中成分的过程控制 表4．1分别给出了第二次工业试验IF钢连铸头坯、中间坯、交接坯和尾坯的上、下 表层及上1／4厚度试样的化学成分。图4．1～图4．4表示两次工业试验过程中IF钢中碳 含量、氮含量、全氧含量和酸溶铝含量的变化情况。 图4．1 IF钢中碳含量的变化 Fig．4．1 Variation ofcarbon content in IF steel 由图4．1可知，与第一次工业试验相比较，第二次工业试验条件下鞍钢IF钢中碳的 110 东北大学博士学位论文 第四章lF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 控制水平得到明显提高，鞍钢IF钢连铸坯中碳含量由32X 10。6降至22X 10～，在RH脱 碳结束之后的增碳总量由22×10‘6降至1l×10一。 表4．1 IF钢连铸坯试样的化学成分(质量分数，％) Table 4．1 Chemical compositions of IF steel 在第二次工业试验条件下，RH脱碳结束至RH精炼结束期间的IF钢增碳量平均为 6×10。6，RH精炼结束至连铸中间包期间的IF钢增碳量平均为3×10～，连铸中间包至 连铸结晶器期间的IF钢增碳量平均为2×10～，这里不考虑开浇期间的IF钢增碳问题。 由图4．2可知，与第一次工业试验相比较，第二次工业试验条件下鞍钢IF钢中氮的 控制水平得到明显提高，鞍钢IF钢连铸坯中氮含量由25×10。6降至21×104，在转炉冶 炼终点之后的增氮总量由13×10。降至9×10～。 111 东!!查学博士学位论文 第四章IF锏连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 国4．2 IF钢中氮含量的变化 Fig．4．2 Variation ofnitrogen content in IF steel 在第二次工业试验条件下，转炉冶炼终点至RH精炼丌始之前期间lF钢中氮含量平 均增加5 x 10一，RH精炼开始至RH精炼结束期间IF钢中氮含量平均增加3 x 10‘6，RH 精炼结束至连铸中间包期间IF钢中氮含量平均增加1 x 10一，连铸中间包至结晶器期间 IF钢基本不增氮。 图4．3 IF钢中全氧含量的变化 Fig，4T3 T．O content ofIF steel 由图4．3可知，与第一次工业试验相比较，第二次工业试验条件下鞍钢IF钢中全氧 含量的控制水平得到明显提高，鞍钢IF钢连铸坯中全氧含量由27×10缶降至16×10～。 在第二次工业试验条件下，RH精炼结束至连铸中间包期间IF钢中全氧含量平均降 低45×10～，这表明在本次工业试验条件下，连铸中间包可以有效去除IF钢中的夹杂物； 连铸中间包至结晶器期间IF钢中全氧含量平均降低I l x 10击，这表明经过连铸工艺参数 和浸入式水口结构参数优化之后，连铸结晶器对于IF钢中夹杂物的去除效果得到明显 改善。 如图4_2～图4．4所示，在两次工业试验过程中，连铸头坯中全氧含量和氮含量均明 显高于同浇次其他连铸坯，而酸溶铝含量又明显低于其他连铸坯试样。这表明，鞍钢IF 】】2 东北大学博士学位论文 第四章lF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 钢开浇时期均发生了钢液的二次氧化，从而导致lF钢头坯中全氧含量和氮含量升高， 酸溶铝含量降低。 同时，在两次工业试验过程中，与同浇次中间坯相比较，连铸尾坯中全氧含量和氮 含量并没有明显升高，而酸溶铝含量也没有明显降低。这表明，鞍钢窿钢浇注末期的 二次氧化问题并不严重。 图4．4 IF钢中酸溶铝含量的变化 Fig．4．4 Variation ofAls content in IF stool 图4．5 IF钢连铸坯中全氧含量的分布 Fig．4．5 Distribution ofT．O content in IF steel 图4．5给出了第二次工业试验过程中IF钢连铸坯中全氧含量的分布情况。如图4．5 所示，只有头坯上下表层试样明显高于内部试样，这说明鞍钢在IF钢开浇过程中仍然 存在着较为严重的结晶器卷渣，在稳态浇注过程中并没有发生明显的结晶器卷渣。 4．2．2 IF钢中夹杂物的过程控制 4．2．2．1连铸中间包内IF钢中的夹杂物 图4．6为第二次工业试验在钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中典型夹杂物的扫 113 东北大学博士学位论文 第四章IF铜连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 描电镜图片，通过电子探针微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表4．2所示。 (a)A12q系群络状夹杂物 (b)A1203系块状夹杂物 (c)A1203-CaO系块状夹杂物 (d)A1203．Ti203系夹杂物 国4．6钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．4．6 SEM photosofinclusionsinIF steel atthetimeofpouring 20ton steelinto atundish 如图4．6和表4．2所示，在钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物主要有4种 类型： ①A1203系群络状夹杂物。该类型夹杂物数量最多，但几何尺寸并不大，大多数在 20pm～501ma之间。 114 东北大学博士学位论文 第四章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 ②A1203系块状夹杂物。该类型夹杂物数量较少，几何尺寸很小，仅为10p．m左右。 ③A1203．CaO系块状夹杂物。该类型夹杂物数量很少，几何尺寸为101．tm～60t．tm。 该类型夹杂物中还含有MgO等组元，其在开浇时期、换包时期等非稳态浇注时 期数量明显增加，可能来自于连铸中间包覆盖剂、钢包渣以及耐火材料。 ④A1203．Ti203系夹杂物。该类型夹杂物呈群络状或块状，数量较少，几何尺寸为 10“m～50Hm。 表4．2钢包开浇90吨时连铸中间包内IF钢中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．4．2 EPMA analysis ofinclusions in IF steel aI the time ofpouring 90 ton steel into a tundisb 试样编号 wAI WM。 wc8 WFe Wsi wMg wn WK # m n ∞ 一 ～ 一 一 一 # 6 一 姗 9 一 一 一 # m 矗n 一 一 一 一 一 # m n 一 一 一 一 一 # 6 7 一 ～ ” 一 一 # 4 蛇 ～ 一 一 刀 # 一 一 一 一 孵舛舛％卯鳐鲫Ⅲ 崩 8， n孓L 引∞∞""档∞ 蛐 拟 4 二二㈣?Ⅲ 一 ¨" 一 4，2．2．2 IF钢连铸坯中的夹杂物 图4．7为第二次工业试验IF钢连铸坯中典型夹杂物的扫描电镜图片，通过电子探针 微区分析，可以得到相应夹杂物的化学成分，如表4．3所示。 如图4．7和表4．3所示，IF钢连铸坯中夹杂物主要有4种类型： ①A1203系群络状夹杂物，为IF钢连铸坯中夹杂物的主要类型。其中，连铸头坯中 该类型夹杂物的数量最多、尺寸也最大，多数超过50岬l，少数达到1001am以上。 与连铸头坯相比较，连铸中间坯、交接坯和尾坯中的群络状夹杂物数量明显减少、 尺寸也明显减小，～般为159m一40p,m。 ②A1203系块状夹杂物，为IF钢连铸坯中夹杂物的主要类型。其中，连铸头坯中该 类型夹杂物的数量最多、尺寸也最大，少数达到100pm以上。与连铸头坯相比 较，连铸中间坯、交接坯和尾坯中块状夹杂物数量有所增加，但尺寸明显减小， 一般为20岫～40岬。 ③A1203一CaO系或A1203．CaO-Si02系夹杂物。该类型夹杂物在连铸头坯和尾坯中数 量较多，呈球状、块状，如A1203含量高则呈群络状，几何尺寸为25“m～100p．m， 主要存在于上、下表层试样中，可能是由于结晶器卷渣所致。在连铸中间坯和交 接坯中没有发现该类型夹杂物。 ④A1203．Ti203系夹杂物。主要为球状、块状和群络状，几何尺寸大多数为10v．m-- 609in。该类型夹杂物多存在于连铸坯上l／4厚度试样中，而在上、下表层试样 lf5 东北大学博士学位论文 第四章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 数量则相对较少。 (a)A1203系群络状夹杂物 (b)A120s系块状夹杂物 (c)A1203一CeO系或A120，．CaO-Si02系夹杂物 (d)A12q—Ti203系夹杂物 圈4．7 IF钢连铸坯中夹杂物的扫描电镜图片 Fig．4．7 SEM photos of inclusions in IF steel 在第二次工业试验条件下，与连铸中间包试样相比较，IF钢连铸中间坯试样中夹杂 物的主要变化规律如下： ①A1203系群络状夹杂物的数量明显减少，尺寸也有所减小，一般为15pm～40p．m。 ②A1203系块状夹杂物的数量和尺寸均有所增大，一般为20“m～40¨m。 116 东北大学博士学位论文 第四章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 ③A1203．CaO系或A1203．CaO．Si02系夹杂物基本消失。 ④A1203．Ti203系夹杂物的数量有所减少，尺寸稍有增大，大多数为IOp．m～60pm。 分析可知，经过连铸工艺参数和浸入式水121结构参数优化设计之后，在稳态浇注条 件下IF钢中的夹杂物在连铸结晶器内可以更加充分的上浮去除，同时无明显的结晶器 卷渣和二次氧化。 表4．3 IF钢连铸坯中夹杂物的电子探针分析(质量分数，％) Table．4．3 EPMA analysis of inclusions in IF steel 试样编号 wAl wMn Wca wFe Wsi wME WTl wK 伽 L ∞ 一 一 一 一 一 ～ 一 一 i 王L 一 一 一 — 一 一 一 一 一 一 3 强 8 (u 一 一 一 一 叭∞∞舛 L 一 6 啪 4 鼬 6 l 舯 ～ 一 一 王 一 ％ 0 4 5 一 2 l 一 一 L 一 孙 3 ¨ ¨ l 1， 一 2 眈" 0 一 一 i≠} 碰优孔砸邯船 髓 t 抖∞帖"印档卯 一 一 一 一 一 ～ l 伽 一 L 一 一 一 一 一 ～ 7 M 一 ∞嘶盯吨 通过大样电解分析，可得第二次工业试验IF钢连铸坯中夹杂物的含量及其粒度分布 情况，如表4．4和图4．6所示。 图4．8 IF钢连铸坯的丈样电解分析 Fig．4．8 Electroanalysis ofIF steel 由表2．23和表4．6可知，第二次工业试验IF钢连铸中间坯的上、下表层及上l／4厚 度处的夹杂物含量分别为O．68 mg·(10kg)～、O．49 mg·(10kg)。和1．58 mg·(10kg)一。 与第一次工业试验相比较，第二次工业试验IF钢连铸中间坯的上、下表层及上1／4 厚度处的夹杂物含量分别下降53．1％、85．9％和63．6％。IF钢连铸中间坯中夹杂物含量 的平均值为0．92mg。OOkg)～，小于1．0mg．OOkg)一。这说明，鞍钢IF钢连铸坯的洁净度 得到明显改善，其夹杂物控制水平与宝钢【3I基本相当，达到世界先进水平。 但是，在第二次工业试验条件下，在非稳态浇注时期鞍钢IF钢连铸坯的洁净度仍然 117 东北大学博士学位论文 第四章IF铜连铸工艺参数扣浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 无法得到保证，尤其是连铸头坯上表层和交接坯上表层的夹杂物含量分别高达8．27 mg·(10kg)。和5．86 mg·(10kg)～，其中存在大量的大型夹杂物。分析原因是由于在非稳态 浇注时期发生结晶器卷渣所致，其成分与结晶器保护渣和耐火材料相接近。 表4．4 IF钢连铸坯的大样电解分析 !生!!!：!里堕!!塑型!!!!!!!!坐!! 啊雠 试样夹杂物 夹杂物 夹杂物粒度分布(m曲 试样 ：： 重量重量 含莺 位置 (地) (m曲【mg．(10kg)‘’】‘80p” 80pm～1409m 1409m--300t．tm ’300,ttm 上表层 2．66 2．2 8 27 一 O．2 0．5 1．5 爱11。箩上1／4厚度2．22 o、9 4．05 o．2 o．3 o．1 o．3 1r表层 1．72 0．4 2 33 一 ～ 一 一 上表层 2 90 0．2 0 68 一 一 一 一 军高篓上，，4厚度z．sz 。．a ·ss 一 ～ 一 一 r表层 4．02 0．2 O．49 一 ～ 一 一 上表层 2．90 1．7 5 86 — 0．1 0 6 1．0 麓茹上I／4厚肌a。¨¨s ∞ ¨ 一 一 下表层 2．75 0．3 1，09 一 ～ 一 一 上表层 1．76 0．2 1．13 一 ～ 一 一 雠上1／4厚虬45 06 173 04 02 一 一 F表层 2．08 0．2 0．96 一 ～ 一 一 4．3本章小结 本章通过工业试验及取样分析，将优化设计后的IF钢连铸工艺参数和浸入式水口 结构参数应用于鞍钢IF钢连铸生产。 (1)IF钢中碳的控制水平得到明显提高，在稳态浇注条件下连铸坯中的碳含量为22 ×10一，在RH脱碳结束之后的增碳量可降低至ll×10～。 (2)IF钢中氮的控制水平得到明显提高，在稳态浇注条件下连铸坯中的氮含量为21 ×10一，在转炉冶炼终点之后的增氮量可降低至9×10一。 (3)在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中的全氧含量为16×10～，夹杂物含量的平均值为 O．92 mg．(10kg)一，达到世界先进水平。 (4)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，在正常浇注条件下连铸 中间包至结晶器之间的IF钢中全氧含量下降11×10～，连铸坯上、下表层处的夹 杂物含量分别下降53．1％、85．9％。 (5)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，与连铸中间包试样相比 118 东北大学博士学位论文 第四章IF钢连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化的工业试验研究 较，在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中夹杂物的主要变化规律如下： ① A1203系群络状夹杂物的数量明显减少，尺寸也有所减小，一般为15肛m～ 40／．tm。 ② A1203系块状夹杂物的数量和尺寸均有所增大，一般为20¨m～40“m。 ③ A1203．CaO系或A1203．Cat：)一Si02系夹杂物基本消失。 ④ A1203．Ti203系夹杂物的数量有所减少，尺寸稍有增大，大多数为10／．tm 609m。 这表明连铸结晶器可以有效去除IF钢中的夹杂物，同时无明显的结晶器卷渣和 二次氧化。 (6)在非稳态浇注目寸期连铸结晶器内的卷渣行为控制是本论文的后续研究内容之一。 119 东北大学博士学位论文 第五章结论 第五章结论 本论文以鞍钢IF钢生产工艺为依托，开展IF钢中成分及夹杂物的过程控制研究， 其研究成果对于解决鞍钢IF钢冷轧汽车面板出现的表面质量问题，对于我国IF钢生产 的进一步发展均具有重要的理论价值和现实意义。 (1)IF钢连铸坯中的碳、氮含量分别为22×10～、21×10。6，在RH脱碳结束之后的 增碳量可降低至11×10～，在转炉冶炼终点之后的增氮量可降低至9X 10一。 (2)在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中的全氧含量为16×10～，夹杂物含量的平均值为 0．92 mg．(10kg)～，达到世界先进水平。 (3)IF钢在RH精炼过程中的纯沸腾搅拌时间必须大于7min，这样有利于钢液中脱 氧产物的上浮去除。 (4)RH精炼之前IF钢中的夹杂物主要为MnO-FeO—A1203．CaO—Si02系球状夹杂物， RH精炼之后IF钢中的夹杂物主要为A1203系群络状夹杂物和A1203一Ti203系夹杂 物。MnO—FeO．A1203-CaO．Si02系球状夹杂物在RH精炼后期上浮去除，而 A1203一Ti203系夹杂物则由于RH精炼后期纯沸腾搅拌时间较短而存留于钢中。 (5)连铸中间包内IF钢中的夹杂物主要有A1203系群络状夹杂物、A1203系块状夹杂 物、A1203．CaO系或A1203．CaO—Si02系夹杂物、A1203．Ti20]系夹杂物等4种类型。 其中A1203系群络状夹杂物和A1203系块状夹杂物数量最多。A1203．CaO系或 A1203一CaO．Si02系夹杂物主要来自于连铸中间包覆盖剂、钢包渣以及耐火材料。 (6)IF钢连铸坯中的夹杂物主要有A1203系群络状夹杂物、A1203系块状夹杂物、 A1203一CaO系或At203-CaO—Si02系夹杂物、A1203一Ti203系夹杂物等4种类型。其 中大型A1203系块状夹杂物和A1203．CaO．Si02系夹杂物是造成鞍钢IF钢冷轧板 表面缺陷的主要原因。 (7)随着水口吹气量的增加，连铸结晶器内的液面波动逐渐加剧，卷渣和液面裸露的 几率均逐渐增大：但同时冲击深度逐渐减小，利于钢液中央杂物上浮和凝固坯壳 形成。其中水口吹气对于浸入式水口附近的液面波动的影响作用显著，而对于距 离水口较远处的液面波动的影响作用较小。当水臼插入深度有所增大时，这种影 响规律更加明显。 (8)随着水口侧孔倾角的增大，连铸结晶器内钢液流场的上回流区范围逐渐变大，液 面波动逐渐减弱，卷渣和液面裸露的几率均逐渐减小；但同时冲击深度逐渐增大， 不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。随着水口侧孔倾角的增大，连铸结晶 器内钢液的最大表面流速逐渐降低，其位置先逐渐远离水口而后保持稳定。 (9)与正方形水口相比较，采用4：3矩形水1：3时连铸结晶器内的钢液表面流速较小， 120 东北大学博士学位论文 第五章结论 液面波动较弱，卷渣和液面裸露的几率均有所减小；但同时冲击深度有所增大， 不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (10)与侧孔面积为5476mmz的水口相比较，采用侧孔面积为5776mm2的水口时连铸 结晶器内的钢液表面流速较小，液面波动较弱，卷渣和液面裸露的几率均有所减 小；但同时冲击深度有所增大，不利于钢液中夹杂物上浮和凝固坯壳形成。 (11)对于断面尺寸为(t060mm、1280mm)×230mm的连铸结晶器而言，建议均采 用15"正方形水口，当上水口吹气量为6L／rain、上滑板吹气量为2L／min、水口插 入深度为290mm时为最佳。对于断面尺寸为1550mm×230mm的连铸结晶器而 占，建议采用15。正方形水口，当上水口吹气量为4L／rain、上滑板吹气量为2L／rain、 拉速为1．3m／min、水口插入深度为290mm时为最佳。 (12)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，在正常浇注条件下连铸 中间包至结晶器之间的IF钢中全氧含量下降11×104，连铸坯上、下表层处的夹 杂物含量分别下降53．1％、85．9％。 (13)经过连铸工艺参数和浸入式水口结构参数优化设计之后，与连铸中间包试样相比 较，在稳态浇注条件下IF钢连铸坯中夹杂物的主要变化规律如下： a) A1203系群络状夹杂物的数量明显减少，尺寸也有所减小，一般为15岬～ 401xm。 b) A1203系块状夹杂物的数量和尺寸均有所增大，一般为201．tm～40p_m。 c) A1203．Ca0系或A1203．CaO．Si02系夹杂物基本消失。 d) A1203一Tiz03系夹杂物的数量有所减少，尺寸稍有增大，大多数为101xm～ 60p,m a 这表明连铸结晶器可以有效去除IF钢中的夹杂物，同时无明显的结晶器卷渣和 二次氧化。 121 东北大学博士学位论文 参考文献 参考文献 崔德理，王先进，金山同．超低碳钢的历史与发展[J】．钢铁研究，1994，(5)：50-60， 赵辉，王先进．无间隙原子钢的生产与发展[J】．钢铁研究，1993，(1)：49—52． 赵沛．炉外精炼及铁水预处理实用技术【M】．北京：冶金工业出版社，2004， 339—353． 郝森，刘仁东．烘烤硬化高强深冲冷轧汽车板BH340的研制开发【J】．鞍钢技术， 2002，(5)：38．4l 冷启明．超深冲IF钢及其在汽车上的应用【J】．汽车科技，1993，12(1)：15—19． Takechi H，Hashimoto S，Imagunbai M．Mechanical properties of IF steel produced by thin slab casting and direct hot roiling process【J】Materials Science Forum，2003，(1)： 223—228． 7 Shi H C，Jin H C．Effect of C on the r-value anisotropy of Ti—added IF steels【J】． Materials Science Forum，2002，(2)：1073—1078． 张鹏，汪凌云，任正德．微合金化超深冲．无间隙原予(IF)钢生产技术的进展[J】． 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