鐵塔用角鋼Q420B生產工藝優化

李 哲 徐艷麗 田 偉

（河鋼集團唐鋼公司）

鐵塔用角鋼Q420B生產工藝優化

李 哲 徐艷麗 田 偉

（河鋼集團唐鋼公司）

從生產工藝角度，結合金相分析和電鏡分析，發現角鋼Q420B軋制開裂、黑斑主要是由連鑄過程不穩定，引起結晶器鋼水卷渣，進而導致角鋼Q420B軋制開裂，以及黑斑缺陷；另外，連鑄冷卻制度不合理，致使鑄坯裂紋嚴重，以致軋制開裂。通過優化冶煉工藝，調整連鑄的冷卻制度，鑄坯質量得到了大幅改善，有效降低了軋制開裂和黑斑的發生率。

Q420B 開裂 黑斑 連鑄

0 引言

唐鋼長材部在國內率先開發了鐵塔角鋼，實現了鐵塔角鋼的專業化生產，得到了用戶的一致認可。自2015年長材部鋼區設備升級改造以來，輸變電鐵塔用角鋼Q420B的產品質量出現了波動，主要表現為角鋼腿端開裂，并部分伴有黑斑，不但增加生產成本，也增加了產品質量隱患。為此，對比前后工藝的變化，查找導致缺陷的原因。

1 角鋼Q420B主要缺陷的形態

角鋼Q420B的主要缺陷如圖1所示。從圖1（a）可以看出，角鋼腿端開裂處爛邊，裂紋內部有明顯的夾渣，肉眼可見；從圖1（b）可以看出，角鋼腿端分層開裂，裂紋附近很難發現夾雜物；從圖1（c）可以看出，角鋼大面上分布有黑色不連續的斑點，稱之為黑斑，該種缺陷，手感存在不同深度的凹坑，為后續工序的深加工和使用，帶來隱患。

圖1 角鋼缺陷形態

2 生產工藝分析

長材部角鋼生產工藝為：“轉爐→連鑄→加熱爐→軋機”。各冶煉工序改造前、后的對比如下所述。

2.1 轉爐工序

轉爐改造前、后的參數對比見表1。

表1 轉爐改造前、后的參數

從表1可以看出，對轉爐進行升級改造后，轉爐的平均碳氧濃度積和擋渣方式在一定程度上得到了改善，轉爐的終點氧控制水平和擋渣率均優于改造前。

2.2 連鑄工序

連鑄機改造前、后的參數對比見表2。

表2 連鑄機改造前、后的參數

從表2可以看出，連鑄機改造后，連鑄坯斷面減小，流數增加，取消了結晶器喂絲，連鑄機的澆鋼量有所增加，鋼水在中間包的停留時間比改造前縮短64.8 s；但是應用了結晶器液面自動控制技術，保證了結晶器液位波動控制在±3 mm以內，大大降低了連鑄坯夾渣的可能性。

連鑄坯斷面減小帶來軋制的壓縮比減小，兩種鑄坯斷面的角鋼軋制的壓縮比見表3。

表3 兩種鑄坯斷面的角鋼軋制的壓縮比

從表3可以看出，雖然連鑄坯斷面的變小降低了壓縮比，但是壓縮比最大僅降低了1.27，降低幅度并不明顯。

2.3 煉鋼生產組織分析

煉鋼改造前、后對生產組織的影響見表4。

表4 改造前后對生產組織的影響

從表4可以看出，轉爐冶煉周期相對澆注周期的匹配性降低，生產組織的難度增加。當鋼水供應緊張，連鑄等鋼時間過長，導致中間包鋼水液位波動大，以致低于規定值要求，引起結晶器液位的波動，超出結晶器液面自動控制能力，被迫采用手動調節，導致鋼水卷渣，產生開裂（如圖1（a））所示。

3 角鋼開裂、黑斑的物理分析

3.1 角鋼開裂的物理分析

圖1（a）中的開裂原因很明顯，是結晶器卷渣所致，故而未做物理分析；圖1（b）中的開裂缺陷，通過物理分析發現有兩種情況。

垂直于軋制方向，在角鋼開裂處取樣，對比觀察裂紋附近與基體的金相，結果如圖2所示。有一種情況是，裂紋附近的金相與基體組織相比，有大量的脫碳，如圖2（b）所示；另一種情況是，裂紋附近未發現脫碳層，與基體組織相比，基本相同，如圖2（c）所示。

圖2 開裂處與基體組織的金相對比

從圖2（b）可以看出，在加熱爐中，鑄坯裂紋暴露在氧化氣氛下，導致裂紋附近組織脫碳形成的。為此對鑄坯表面和鑄坯內部進行低倍抽查，發現鑄坯邊部、角部以及內部裂紋較為發達，詳情如圖3所示。

圖3 Q420B鑄坯低倍

從圖3可以看出，鑄坯偏離角部裂紋、邊部裂紋和中間裂紋嚴重，尤其偏離角部裂紋，距離鑄坯表面僅2 mm ～3 mm。由此可以印證圖2（b）中的裂紋的產生原因。偏離角部裂紋是由于結晶器冷卻不均，角部冷卻強度偏大，過早脫離結晶器產生氣隙，偏離角部處的坯殼相對薄弱，且缺乏結晶器壁支撐，熱應力集中，當超出坯殼的承受極限，就會產生裂紋。此外，連鑄拉速偏高，且生產過程中由于節奏不穩定，加劇了澆注過程的拉速波動；同時連鑄二冷比水量偏高，加劇了鑄坯的冷卻不均，這些因素極易導致中間裂紋和縮孔。另外，通過手持測溫槍抽測過拉矯機前的鑄坯表面溫度，鑄坯角部溫度在870℃～900℃之間，內弧中心表面溫度在880℃～956℃之間，拉矯溫度過低，處于高溫脆性區。低合金鑄坯允許伸長率1.5%～2.0%［1］，而且拉速偏上限時，鑄坯過拉矯機時伸長率為2.0%，已經達到臨界值，很容易導致鑄坯中間裂紋或表面橫裂紋。

圖2（c）裂紋附近金相與基體金相未發現明顯區別，但是，通過金相顯微鏡觀察未侵蝕試樣，裂紋附近發現有大型夾雜物，如圖4所示。該夾雜物為C類夾渣，長度1 020 μm，說明澆鑄過程波動較大，需要進一步提高控制水平。

圖4 夾雜物

3.2 角鋼黑斑的物理分析

針對圖1（c）中的黑斑缺陷，抽取試樣，使用掃描電鏡查看黑斑處的物質組成，電鏡結果如圖5所示。根據掃描電鏡的結果，黑斑中存在 Na、Mg、Al等保護渣代表成分。證明黑斑是由于澆鋼過程的保護渣卷入導致的。

圖5 黑斑的掃描電鏡結果

4 工藝的改進

為了提高鋼水的潔凈度，對Q420B的冶煉工藝進行了優化，由原來的“轉爐→連鑄機（無保護澆注）”改為現在的“轉爐→LF精煉→連鑄機（全程保護澆注）”。

增加LF精煉工序，改善了生產節奏，進一步提高了鋼水純凈度；大包采用長水口氬封保護澆注，避免澆鋼過程的二次氧化，同時大包采用長水口后，避免了大包鋼水進入中間包時，直接沖擊鋼水表面，避免了將大量的中包渣和覆蓋劑卷入鋼液當中，污染鋼液。尤其避免了換包過程中此類現象的發生。從而進一步提高了鋼水的潔凈度。工藝調整前后，鑄坯中全氧平均由0.007%控制到了0.005%以下，Q420B某規格的沖擊功對比見表5。

表5 Q420B某規格角鋼縱向沖擊吸收能量對比

從表5可以看出，工藝改進前后，雖然工藝改進前后的Q420B最小縱向沖擊吸收能量相當，但是，平均縱向沖擊吸收能量提高了16.3 J。由此可見，縱向沖擊吸收能量得到了改善。連鑄使用塞棒中間包澆注Q420B，提高了最低連澆中間包鋼水液位，優化連鑄的冷卻制度。采用上述措施后，避免了中間包鋼水液位的大幅波動和結晶器卷渣，提高了鋼水潔凈度，杜絕了圖1（a）中的缺陷產生。針對鑄坯內部裂紋嚴重，調整連鑄的冷卻水量。改進前、后的工藝參數對比見表6。

表6 工藝改進前、后連鑄工藝參數對比

從表6可以看出，首先降低了連鑄的拉速，平均澆注周期延長了6 min，同時增加了LF精煉工序，生產節奏和鋼水的溫度波動得到了有效控制；降低了連鑄機的冷卻強度，結晶器進出水溫差降低了2℃，綜合冷卻比水量由1.9 L／kg下調至1.0 L／kg，鑄坯在拉矯機前內弧表面溫度提升至950℃以上。以上措施實施后，鑄坯質量得到了顯著的提高，鑄坯內部裂紋徹底消失，改進后的 鑄坯低倍結果如圖6所示。

圖6 工藝改進后的鑄坯低倍

5 結論

經過上述分析發現，輸變電鐵塔角鋼Q420B成品開裂和黑斑，是由于以下兩點原因導致。

1）生產組織不合理，導致中間包鋼水液位波動大，進而引起的結晶器液面自動控制的失效，引起鋼水卷渣，潔凈度變差；

2）連鑄機的冷卻制度不合理，導致連鑄坯產生裂紋，進而導致軋制開裂。

通過優化冶煉工藝，由“轉爐→連鑄”改為“轉爐→LF→連鑄”，冶煉過程實施全程保護澆注；降低連鑄機拉速和連鑄的冷卻強度；以上措施的實施，保證了鋼水供應的穩定，提高了鋼水潔凈度，黑斑和開裂比例由2.3%降至0.7%，有效降解決了Q420B角鋼開裂和黑斑的問題。

［1］ 王雅禎，張巖.連續鑄鋼工藝及設備術［M］.北京：冶金工業出版社，2010：45.

OPTIMIZATION OF STEEL MAKING PROCESS FOR TOWER ANGLE STEEL Q420B

Li Zhe Xu Yanli Tian Wei
（HBIS Tang Steel）

From the processing flow point of view， together with metallographic analysis and electron－microscopic a?nalysis， it is found that the main reason caused crack and black patch of Q420B angle steel is unstable casting operation，which can also cause included slag phenomenon and crack in angle steel Q420B，as well as black patch defects.Another reason is unreasonable cooling system in casting process，which speed up the crack in the billet.By optimizing casting process and cooling system，billet qualities has been greatly improved and efficiently lower the crack and black patch ratio.

crack black patch continuous casting

2017—7—5