小方坯纵裂纹产生机理与预防

王龙

小方坯纵裂纹产生机理与预防
1 引 言
　 优质高产是连铸工作者追求的目标，不断探索连铸缺陷产生的原因、优化连铸生产工艺条件则是达到上述目标的手段。小方坯纵裂纹最初在结晶器内或刚刚出结晶器时形成。同时我们还能够观察到小方坯角部区域坯壳局部减薄现象。尽管小方坯角部纵裂纹和坯壳减薄机理目前尚未被人们全部认识，但它们对高速连铸而言危害极大。当小方坯刚刚拉出结晶器时，小方坯内部的钢水静压力会导致铸坯薄坯壳处产生鼓肚现象，坯壳在裂纹或坯壳薄弱处断裂，钢水流出酿成漏钢事故，危害设备、危及人员，甚至造成停工停产。因此，小方坯纵裂纹和薄坯壳鼓肚是提高拉坯速度的一个限制性因素。
　 小方坯连铸多年的操作经验表明，小方坯圆角半径由12～16mm减少到3或4mm有利于减少小方坯角部纵裂纹的形成。除此之外，小方坯圆角半径的减少还可改变裂纹产生的位置，使裂纹位置由小方坯角部区域转移到小方坯偏离角区域(off-corner region)。然而，随着小方坯圆角半径的减少，小方坯尖锐的棱边在轧制加工过程中就会产生折叠，影响下一工序的生产。因此，小方坯结晶器的设计工作者在权衡结晶器内圆角半径大小的利弊时，应趋利避害，选取最佳圆角半径，探索解决这一难题的最佳途径。
　 作为探索小方坯纵裂纹产生机理、预测连铸拉坯速度理论极限的第一步，本文将运用有限元模型对连铸小方坯结晶器内铸坯壳的热机械状态进行计算。为了模拟连铸坯壳内的温度、鼓肚位移、应力和应变情况，预测裂纹产生的危害，现已使用了两种模型，即AMEC2D和CON2D模型。同时，还对连铸结晶器和凝固坯壳间的气隙进行了预测。
　 首先将模型获取的数据与相同连铸条件下的多种工厂实测数据相比较，以此证明所使用模型具有广泛的真实性。然后运用模型获取的数据研究小方坯两种不同类型纵裂纹的形成机理。在此基础上对小方坯连铸的重要参数及其对纵裂纹的影响进行了研究，并提出了避免小方坯纵裂纹产生的连铸操作方法。在本研究中，临界拉坯速度是铸坯尺寸和结晶器长度的函数。
2 小方坯纵裂纹研究回顾
　 纵向裂纹是小方坯连铸中最常见的与结晶器相关的连铸坯质量问题。它与靠近小方坯凝固前沿的坯壳热撕裂(hottearing)有关。现已证明至少存在两种不同形式的小方坯纵裂纹，即：小方坯角部纵裂纹(longitudinal corner crack)和小方坯偏离角内裂纹(off-corner internal crack)。
　 角部纵裂纹出现在小方坯棱边部位并沿其表面展开。在通常情况下，小方坯角部纵裂纹深度为1～2mm。尽管有些研究表明小方坯角部纵裂纹与小方坯菱变(rhomboid)有关，可是有的小方坯虽未出现菱变但却产生了角部纵裂纹，这是由于小方坯圆角半径选取不当或由于结晶器扭曲变形和磨损所致。根据Aketa和Usijima等人的观察，当小方坯圆角半径偏大时，角部纵裂纹出现在小方坯的棱边处；而当小方坯圆角半径较小时，这些表面纵裂纹则常常出现在偏离小方坯角部的区域。他们建议抑制角部纵裂纹形成的最佳圆角半径应为小方坯尺寸的1／10。而Samarasekera认为：为了消除角部纵裂纹应选取较小的圆角半径，比如说可选取圆角半径为3～4mm；但为此付出的代价是会出现更多的偏离角裂纹。Mori等人曾观察到在结晶器的一个使用周期内，随着结晶器使用时间的增加，小方坯角部纵裂纹出现的几率亦随之增加。他认为结晶器锥度反转(reverse of taper)是造成这种情况的重要原因。在结晶器寿命的后期，结晶器上部靠近钢水侧将会发生永久蠕变变形，而在结晶器的下部将会发生磨损，从而导致结晶器锥度出现上下反转倒置。
　 有人认为小方坯角部纵裂纹是在结晶器内形成的，而偏离角内裂纹是在小方坯出结晶器后的喷水冷却区形成的。根据观察，这些偏离角内裂纹通常发生在距离小方坯角部约15mm，距离小方坯表面4～11mm处。偏离角内裂纹如果继续发展，它距离小方坯表面的深度可达13～20mm。通过传热计算，J.K.Brimacombe等人对小方坯工业试样的微观结构进行了分析，并推导出由于小方坯凝固坯壳在结晶器下部鼓肚导致了裂纹产生。他们认为由于鼓肚的产生，在靠近小方坯温度较低、强度较大的角部铰接(hinging action)作用开始发展，从而引起小方坯凝固前沿附近的偏离角张应力增加并导致了裂纹的产生。至于鼓肚产生的原因，有的人猜测可能是结晶器下部区域热变形或磨损所致。也有人认为结晶器足辊安装不当或者结晶器在一个振动周期中发生摆动会引发小方坯在结晶器中晃动并由此导致小方坯鼓肚的产生。
3 模型概述
　 为了模拟连铸小方坯在拉坯期间二维断面的温度、应力、应变和变形情况，在本研究中采用了AMEC2D和CON2D有限元模型。这两个模型均为瞬时、热弹性—粘塑性有限元模型(transient，thermal-elastic-visco-plastic finite element model)。有关上述模型的详细情况另有专文介绍，此处仅作概略型描述。如图2(a)(略)所示，遵循对称原则，每一模型域均为连铸小方坯二维断面的四分之一。CON2D模型中的L形模型域忽略了结晶器内中间部位钢水的流动，有利于简化计算。热平衡方程和力平衡方程均利用有限元固定网格求解。如图2(b)(略)所示，AMEC2D有限元模型所使用的网格为4节点矩形。小方坯内的应力主要由热应变产生，结晶器内的气隙传热主要取决于小方坯凝固坯壳的收缩量。在每一步分析计算中，结晶器和铸坯的温度场都应根据上一步骤所得结果同时进行计算。在随后进行的应力分析计算中应对铸坯变形、铸坯应变和气隙尺寸进行计算。
3.1 传热模型
　 传热模型通过使用三节点三角形(CON2D模型)或四节点矩形(AMEC2D模型)固定拉格朗日网格求解二维瞬时传导方程。使用Lemmon提出的空间均化法计算潜热。小方坯的轴向热传导忽略不计。研究中引进了碳素钢非平衡相转换模型用于观察液相线和固相线温度区间真实相分量演变进程。有关模型的其它细节，包括与成分和温度有关的热传导性和熵函数，将另行给出。
　 在工厂真实生产条件的情况下，沿结晶器瞬时界面热流图可根据结晶器内热电偶的实测数据进行绘制，然后汇总求出结晶器平均热流量，它应与结晶器冷却水总热量平衡相吻合。小方坯坯壳与结晶器之间的传热主要受传热系数的制约，而传热系数则随沿结晶器周边的位置和时间的不同而变化。
3.2 应力模型
　 应力模型的特点是包含了弹性-粘塑性结构方程。除了温度和应变速度的重要影响外，该方程还考虑到了液体、半固体、delta铁索体和奥氏体相的不同机械响应性能。例如，在同一温度和应力水平条件下，铁素体的应变速率高于奥氏体。对于小方坯的一些重要特性，如热线性膨胀率等，还考虑到了与温度和成分有关的函数。为了保证小方坯液相域内钢水静压力的传输、同时又不产生内部剪应力，为此使用了专门的计算方法。钢水静压头在铸坯内所产生的钢水内部静压力会使铸坯壳对结晶器壁产生压力贴合作用。为了防止这种情况的产生采用了接触算法语言。在每一时间段均需使用迭代法求解有关的高阶非线性方程。有关AMEC2D利CON2D应力模型的其它详尽资料另行提供。
3.3 失效标准　　　
　 铸坯中的裂纹限制了连铸机的拉坯速度。为了对铸坯裂纹进行预测，在本研究中使用了两种不同的铸坯缺陷失效判据(failure criterion)。第一种是铸坯鼓肚判据(bulging criterion)，指的是铸坯表面中心相对于铸坯角部向外的最大位移量不得超过1mm；第二个是热撕裂裂纹判据(hot tear crack criterion)，它主要根据临界应变加以判断。如果铸坯应变值超过临界应变值，即产生裂纹。因此，采用热撕裂临界应变值作为铸坯裂纹的判据能定量说明热撕裂裂纹的形成时间、位置和方向。
4 模型真实性研究
　 模型试验结果的真实性通过两种方式加以论证。一是对板坯凝固过程中的热应力进行分析求解；二是将模型试验结果与工厂实验结果进行比较。用于比较的工厂实验结果包括：结晶器温度实测值、冷却水温度上升值、沿结晶器自上而下和沿结晶器周边的坯壳厚度形状以及铸坯酸浸试样上的裂纹位置。
4.1 热应力试样分析求解
　 首先采用Weiner和Boley半无限板单维凝固热应力分析求解法验证有限元模型的内部连续性。铸坯的弹性—全塑性屈服应力随铸坯的温度不同而发生线性变化。铸坯表面温度保持在1300℃时，其弹性—全塑性屈服应力为20Mpa；铸坯凝固前沿温度为1469℃(过热度为0)时，其弹性一全塑性屈服应力降为0Mpa。表1给出了本研究课题的其它相关条件。图4(a)（略）给出了模型相互间和模型与分析求解值之间吻合良好的状况。
　
表1 Boley 和Weiner分析求解法中使用的常数
热导率 (W／mK)        33
比热 (kJ／m3K)        0.70
潜热 (kJ／kg)        272
固体弹性模量 (Gpa)        40
液体弹性模量 (Gpa)        14
热线性膨胀系数 (1／K)        0.00002
密度 (kg／m3)        7400
泊松比        0.35
液相线温度 (℃)        1469
固相线温度 (℃)        1468
　
　 图4(b)（略）对铸坯壳厚度方向上的典型应力图形进行了比较。CON2D的计算值与根据表1数据二维分析求解的同一网格和时间段的值之间平均误差在2％以内。这就说明该模型在数值上具有连续性，其网格参数也是可以接受的。　　　
4.2 工厂实验
　 工厂实验在韩国浦项钢铁公司进行，相关工艺与参数为：120×120mm小方坯连铸机，钢水含碳量0.04％C，拉坯速度2.2m／min，敞开浇注，电磁搅拌。结晶器铜管采用普通纯DHP铜质材料，铜管壁厚为6mm，圆角半径为4mm，单一线性锥度为0.75％／m。
　
表2 被模拟的钢水参数
　        工厂真实条件　         拉速变化研究　
钢水成分(重量％)        0.04C，　　 0.25Mn，
0.2Si，　　　 0.015S，
0.01P        0.27C， 　　　1.52Mn，
0.34Si，　　　 0.015S，
0.012P　　　　　　　　　　　　　　
液相线温度(℃)        1529        1501
70％凝固温度(℃)        1524        1477
90％凝固温度(℃)        1517　         1460　　
固相线温度(℃)        1511        1412
　
表3　 工厂实际条件
小方坯断面尺寸        120mm×120mm　　　
结晶器全长        800mm　　　　　　　　　　
金属弯月面高度        100mm　　　　　　　　　　
浇注温度        1554℃　　　　　　　　　
拉坯速度        2.2m／min　　　
窄面锥度        0.75％／m　　　
振幅        8mm，　 正弦振动
润滑        油润滑，敞开浇注
水速        9.2m／s　　　　　　　
水消耗量        1100L／min　　　　　
　
4.3 结晶器温度测定
　 在结晶器铜管内弧侧安装了12只K型热电偶，沿中心线纵向三列，间距为45mm；横向四排，分别位于结晶器上口以下120mm、170mm、400mm和700mm处。热电偶安装在结晶器壁内，距结晶器热面3mm。
　 根据两种模型计算出结晶器轴向温度分布图，并将沿结晶器自上而下的温度分布预测值与实测值进行了比较。结晶器每排的实测值为该排热电偶的平均值。为了与温度精确相匹配，对CON2D模型的热流量分布图进行了仔细调整。AMEC2D模型忽略了轴向热传导，匹配度较低，但仍能合理地说明问题。
　 在图6(略)中对两种模型的预测的热流量分布图进行了比较。CON2D模型给出的较为精确的热流曲线图在金属弯月面以下20～100mm处稍有下降后反弹上升，这是由于最高点热电偶测得的温度偏低。对此人们事先并没有预料到。值得注意的是CON2D模型预测的热流曲线稍有下降处基本上与结晶器金属弯月面处出现的负锥度区域基本吻合。小方坯结晶器内的这种热流曲线下降现象在其它文献中亦有记载。AMEC2D模型给出的热流分布曲线是一条典型的较为常见的单调下降曲线。　　　
　 采用结晶器保护渣浇铸的小方坯热流曲线比采用油润滑的小方坯热流量曲线的总体位置更低。这一点是与其它文献所获结果相吻合的。采用结晶器保护渣浇铸的小方坯热流量曲线位置较低是与结晶器保护渣层的绝热效果直接有关的。
4.4 热平衡
　 为了验证上述热流量曲线的真实性，利用冷却水进行了热平衡比较。模型CON2D和模型AMEC2D所预测的平均热流量分别为1.84MW/m2和1.80MW／m2。实测冷却水上升温度为8℃，所对应的平均热流量为1.84MW/m2,它与上述两个模型所预测的平均热流量值十分吻合。
4.5 小方坯凝固坯壳厚度测定
　 为了研究小方坯凝固坯壳的生长规律，在连铸进入稳态操作后立即将示踪剂FeS加入到铸坯液相穴内。由于示踪剂FeS不能够渗入到凝固坯壳中，因此在对凝固铸坯进行硫印处理后，铸坯壳的凝固前沿便可立即显现出来。
　 对小方坯横断面凝固坯壳厚度进行了实测，并将实测值与模型预测值进行了比较。铸坯横断面选取在结晶器以下285mm的位置，它相应于铸坯出结晶器7.8秒时铸坯所在的位置。在同一图示中铸坯变形曲线与铸坯温度曲线重合。模型确定的凝固坯壳厚度与钢水凝固等温线一致。从总体上说，模型预测的凝固坯壳形状与实测的凝固坯壳形状相当吻合。同时模型还能够预测到小方坯角部的反缩现象。模型与实测值的这种一致性说明模型预测的小方坯其它特点(包括小方坯角部气隙的形成)也具有真实性。
　 图8(略)中描绘的小方坯坯壳厚度是钢水在结晶器内滞留时间的函数。同时图中还给出了在工厂实验条件下采用示踪法所测定的小方坯坯壳厚度．如果考虑到示踪剂渗入到凝固坯壳糊状区具有不确定性，那么模型所预测的小方坯疑固坯壳生长状况就相当精确了。
4.6 小方坯在结晶器以下的鼓肚
　 小方坯刚出结晶器时坯壳薄弱、温度较高，铸坯内的钢水向外挤压坯壳形成鼓肚。小方坯鼓肚量的大小取决于小方坯出结晶器时坯壳的温度和强度。虽然人们认为与板坯相比小方坯的鼓肚较小，但在拉坯速度较高、无铸坯支撑的情况下，小方坯的鼓肚问题仍应引起重视。视小方坯的形状特点，如其圆角半径、锥度等，小方坯的鼓肚会导致坯壳内产生内应力。
　 图9(略)给出了小方坯表面中部和角部的位移演变情况。模型预测的小方坯表面中部鼓肚相对于角部的位移量约为1.4mm左右。与此同时对工厂实验条件下小方坯产生的鼓肚也进行了测量。测量依据是将两个相邻偏离角位置(距每一棱边处4mm)的连线视为非鼓肚连线。以此为准确定鼓肚量。测量是在冷铸坯的断面上进行，鼓肚量由0至2mm不等，变化较大。考虑到计算鼓肚量存在的不确定性，因此，通过模型计算的鼓肚量看来与实测值是吻合的。
4.7 小方坯应力与裂纹预测
　 小方坯凝固坯壳的应力在表面处为压应力，在内部为拉应力。由于铸坯内由delta相转变为奥氏体，致使强度突然增加，应力曲线发生变化。在小方坯角部区域由于局部应力集中作用，因而小方坯周边的应力也会发生变化。
　 在工厂实验条件下，当拉坯速度为2.2m／min时铸坯一般不会产生表面裂纹。这一点与模型预测十分吻合。因为此时的最大应变仅0.08％，而临界应变为0.4%。然而，当拉坯速度增加到5m／min时，结晶器以下部位的小方坯温度变高、坯壳变薄、抵抗鼓肚的能力减弱，应变增大。根据预测，小方坯应变值在结晶器出口处尚不构成危险，但当小方坯出结晶器后，其应变值急剧增加。在接近表面以下7～8mm处和小方坯角部以下15～23mm处的较小区域内此时的最大应变值会超过临界应变值0.4％。根据温度等高线推算，这一位置正好与小方坯的凝固前沿位置相对应。同时临界拉坯速度也与实验值相吻合。
5 模拟研究结果
　 现已将本文提出的上述模型应用于小方坯角部纵裂纹和小方坯偏离角皮下裂纹机理的研究，其中包括结晶器圆角半径、润滑剂类型、结晶器锥度以及拉坯速度对小方坯纵裂纹的影响。同时还将上述模型应用于小方坯连铸机最大拉坯速度的预测，以防拉坯速度过高时小方坯出结晶器后因鼓肚产生裂纹。本研究涉及到不同尺寸的小方坯和不同长度结晶器的连铸相关参数。
　 本文根据对不同圆角半径的小方坯的模拟研究，提出了小方坯角部纵裂纹和小方坯偏离角内部纵裂纹两种不同的形成机理。
5.1 角部纵裂纹形成机理
　 根据预测，大圆角半径的小方坯容易产生角部纵裂纹。角部纵裂纹的形成是由于小方坯在结晶器圆角部位的高温薄坯壳中的张力作用的结果。小方坯凝固坯壳常因结晶器磨损或出结晶器后导辊对中不良而产生鼓肚。凝固坯壳鼓肚会使角部纵裂纹向铸坯深处发展。
　 小方坯角部纵裂纹形成机理的分步描述见图11（略）和图12(略)。该图还给出了圆角半径为15mm小方坯温度和应力演变进程。小方坯凝固开始不久，由于0.75％的结晶器锥度满足不了小方坯收缩的要求，小方坯角部坯壳开始离开结晶器壁。这样即在小方坯角部和结晶器圆角之间形成气隙(gap)，从而使坯壳热阻增加、厚度变薄、温度提高，强度下降。小方坯内的钢水静压力在其角部产生一个环形张应力(tensile hoop stress)。该环形张应力在接近角部表面的对称面上达到最大值。
　 在角部表面以下1mm处为角部危险位置。此处的环形塑性应变(hoop plastic strain)随时间的推移而增加，并已在此处发现了角部纵裂纹。对于圆角半径较大的小方坯，在结晶器内运行4～14秒的区间(相当于金属弯月面以下150～520mm处)塑性张应变(tensile plastic strain)增加。这一点与对漏钢坯壳的观察相一致，铸坯角裂最初是从结晶器内金属弯月面以下开始的。在上述时间区间的前后，坯壳均受压应力。小方坯出结晶器后，鼓肚使铸坯壳绕铸坯角部产生铰接作用，迫使小方坯角部表面受压，与此同时使张应变的位置下降。结晶器内产生的角部裂纹在铸坯出结晶器后会进一步发展，从而导致铸坯严重缺陷。导致小方坯纵裂纹的鼓肚可能出现在结晶器内，它是由结晶器磨损引起；也可能出现在小方坯出结晶器以后，它是由导辊对中不良引起。
　 圆角半径较小的小方坯由于角部是二维传热，因此在整个连铸期间受压应力。圆角半径较大的小方坯对角部表面裂纹比较敏感，这一点已被工厂的实际观察所证实。使用结晶器保护渣作为润滑剂比使用油作为润滑剂可降低铸坯应变和裂纹的敏感性。
5.2 偏离角纵向皮下裂纹形成机理
　 根据模型预测，圆角半径较小的小方坯更容易形成偏离角皮下裂纹。结晶器磨损会引起小方坯在结晶器内鼓肚；结晶器以下导辊对中不良会引起小方坯出结晶器以后鼓肚，从而导致薄弱的坯壳产生铰接作用并形成偏离角纵向皮下裂纹。
　 对裂纹的产生机理进行了模拟。小圆角半径的小方坯在结晶器内的应力相对较小，其表面受压应力。如果结晶器锥度为0.75％，由于偏离角处气隙的存在，小方坯偏离角区域的坯壳则较为薄弱。这就会在铸坯内裂纹敏感的糊状区产生拉应力，该拉应力与枝状晶的生长方向垂直。从而导致铸坯内拉应变的增加：在结晶器出口处拉应变仅为0～0.1％，在结晶器出口以下100mm处，拉应变则增加到0.4％以上。由此产生的过高拉应变会在小方坯偏离角皮下部位引起热撕裂裂纹。
5.3 圆角半径的影响
　 小方坯圆角的形状对铸坯收缩、应力应变的变化均有影响。随着小方坯圆角半径的增加，在结晶器锥度值同样偏低的情况下，结晶器内气隙的尺寸和数量也有所增加。气隙总是产生于铸坯的圆角部位，随着时间的增长而增长，并由铸坯角部进一步扩展。将圆角半径为15mm的小方坯与圆角半径为4mm小方坯相比较可以发现：前者角部的小方坯坯壳较薄。由于圆角较大的小方坯在结晶器内凝固时沿角部正中的坯壳厚度较薄，温度较高，坯壳内张力较大，因此可以预测纵向角部裂纹只会发生在圆角半径较大的小方坯上。
　 另外，随着小方坯圆角半径的减小，小方坯内峰值应变逐渐由小方坯的角部向偏离角位置移动。圆角半径较小的小方坯由于在其角部产生的铰接作用，因而皮下弯曲应力较大，容易产生偏离角皮下纵裂纹。　　
　 由以上得出的结论是结晶器的圆角半径能够控制小方坯纵裂纹的出现位置，但却不是裂纹产生的根本原因。这就意味着圆角半径较大的结晶器只要优化其它连铸参数，就可生产出优质无裂纹的小方坯，同时还可为下一步的轧制工序提供有利条件。
5.4 润滑剂类型的影响
　 使用结晶器保护渣作为润滑剂和使用油作为润滑剂相比，结晶器保护渣能从总体上降低热流量，使沿小方坯周边的传热更加均匀。较厚的结晶器保护渣层可降低热流量，导致小方坯平均温度升高、坯壳变薄。由于坯壳温度较高，收缩量较小，因而结晶器角部的气隙亦较小。结晶器保护渣流入结晶器角部气隙，由于结晶器保护渣的导热性优于气隙，从而降低了局部热阻，使小方坯周边的温度趋于均匀，有利于避免裂纹的产生。
　 结晶器由油润滑改用保护渣润滑既不能改变小圆角半径和大圆角半径小方坯应力应变发展的属性，也不能改变它们出现角部裂纹和偏离角裂纹的敏感性。使用结晶器保护渣连铸时，热流量降低、凝固坯壳温度变高、强度变低。因此，使用结晶器保护渣尽管能使小方坯周边温度趋于均匀，有利于避免裂纹的产生；但使用保护渣时应力和应变以及纵裂纹却因铸坯壳温度变高、厚度变薄、强度变低等原因均未得到改善。
5.5 结晶器锥度的影响
　 结晶器角部的传热受结晶器角部气隙大小的控制，它决定了该处坯壳的生长和温度变化。同时角部传热还受结晶器锥度和铸坯横截面相对收缩的影响，结晶器锥度对铸坯表面中部和角部沿拉坯速度方向上的温度影响示于图17(略)。无论结晶器有锥度还是无锥度，铸坯表面中心部位的温度都是同一条由金属弯月面起始的单调下降的曲线。该曲线下降到结晶器出口处的温度值为900℃。这是由于小方坯在结晶器内其表面中心部位总是与结晶器壁保持良好的接触所致。由于小方坯出结晶器后变为水淋冷却，散热速度开始下降，故表面温度会出现反弹升温。
　 小方坯角部的温度变化则与此不同。这是因为无论小方坯结晶器有锥度还是无锥度，开始形成坯壳时并无气隙。1秒钟后，随着气隙的形成，小方坯角部的温度开始出现反弹升温。这一点与结晶器和铸坯壳间的气隙初始形成相对应。在结晶器存在锥度的情况下，温度反弹时间会有一定的滞后。结晶器线性锥度为75％时仍不能满足小方坯收缩量的要求，此时，小方坯角部仍会有气隙的形成。因而小方坯角部气隙在连铸过程中始终存在，使小方坯角部的温度一直明显高于小方坯表面中心部位的温度。
　 结晶器采用优化的抛物线锥度后能改善小方坯周边坯壳生长的均匀性，使小方坯角部的温度低于小方坯表面中间部位的温度，从而有利于避免小方坯偏离角皮下纵裂纹。同时在其它相关条件保持不变的情况下，结晶器采用抛物线锥度有利于提高拉坯速度、防止裂纹产生。
　 在生产实践中结晶器磨损会减少锥度值，提高纵裂纹产生的几率。结晶器角部磨损会引起角部气隙大幅度增加，导致小方坯角部坯壳温度增加、强度降低、角部产生表面裂纹的敏感性提高。结晶器壁的中间部位磨损会引起小方坯在结晶器中产生鼓肚和小方坯角部位置铰接作川的形成，从而提高小方坯产生偏离角皮下裂纹的敏感性。如果结晶器铜管所选用的材质较软，在它产生永久变形后也会引发与结晶器磨损相类似的后果。同时，如果导辊错位也会引起小方坯出结晶器后鼓肚和铰接作用的产生。
5.6 临界拉坯速度
　 拉坯速度提高可缩短铸坯在结晶器中的时间，但与此同时也会导致坯壳变薄、强度变低、纵裂纹敏感性增加、小方坯出结晶器后产生鼓肚的几率增加等。根据模型预测，120mm方、800mm长的小方坯结晶器当拉坯速度超过5.0m／min时，就会产生皮下偏离角纵裂纹。同时，还将临界拉坯速度作为铸坯断面尺寸和结晶器工作长度(由结晶器内金属弯月面至结晶器出口的距离)的函数进行了模拟预测。模拟设定条件基本上与表3所列的工厂实际条件相同，只有以下几点作了改动：改动了钢号，具体成分详见表2；将浇注温度降低到1540℃；使用了锥度优化的结晶器，使铸坯周边的热流量均匀。
　 与事先预测的相一致，拉坯速度提高会导致小方坯偏离角皮下部位塑性应变增加，出结晶器后小方坯鼓肚量立即增大。随着小方坯离结晶器距离的增加，铸坯壳厚度也随之增加，小方坯鼓肚量不再增大。小方坯的最大鼓肚量随拉坯速度的增加而增加。对于小方坯给定的断面尺寸，当拉坯速度接近临界拉坯速度时(即小方坯发生热撕裂时的拉坯速度)，小方坯的鼓肚量会急剧增加。但从小方坯鼓肚量急剧增加的临界值来看，临界拉坯速度对于钢种并非特别敏感。
　 图19可用于根据不同尺寸小方坯最大鼓肚量确定其拉坯速度极限。当小方坯最大鼓肚量达到4～10mm时，可能会产生偏离角皮下纵裂纹。因此，对于同一横断面和同一长度的结晶器而言，避免偏离角纵裂纹产生的临界拉坯速度高于满足1mm最大鼓肚量标准(1mm maximum bulging criterion)的临界拉坯速度。
5.7 小方坯断面尺寸和结晶器长度的影响
　 图20（略）和21（略）分别给出了根据热撕裂标准和1mm最大鼓肚量标准给出的不同断面尺寸和不同结晶器工作长度的临界拉坯速度。对于给定的断面尺寸，临界拉坯速度随着结晶器工作长度的增加而增加。例如，对于120mm方断面的小方坯，当结晶器长度由500mm增加到1000mm时，根据裂纹产生标准确定的拉坯速度由3.75m／min提高到6m/min。这是由于铸坯在结晶器中滞留时间较长，出结晶器时坯壳较厚所致。
　 在结晶器长度给定的情况下，临界拉坯速度随小方坯尺寸的增加而降低。例如，对于800mm长的结晶器，当结晶器断面尺寸由120mm增加到250mm时，根据撕裂标准确定的临界拉坯速度则由5m／min降低到1.8m／min。临界拉坯速度对于结晶器的断面尺寸之所以非常敏感，是因为大尺寸的小方坯面部所受的钢水静压力大，这对于小方坯坯壳的角部弯曲犹如提供了一个杠杆臂。
6 建 议
　 ★将结晶器的圆角半径减小到4～6mm对于防止小方坯角部裂纹十分有效。但值得注意的是，结晶器圆角半径减小后小方坯易出现偏离角皮下纵裂纹。
　 ★为防止小方坯出现纵裂纹，应根据小方坯尺寸、结晶器长度、传热状况等适当确定拉坯速度。本文给出的图21（略）是小方坯结晶器设计人员和操作人员根据最大鼓肚量标准选取临界拉坯速度的工具。根据本文设定的条件，小方坯断面尺寸120mm方，结晶器长度800mm，临界拉坯速度预测值为5m／min；小方坯断面尺寸250mm方，结晶器长度500mm，临界拉坯速度预测值为1.5m／min。
　 ★大断面小方坯出结晶器后，其内部的钢水静压力引起小方坯偏离角皮下张应变随之增大。因此，随着小方坯断面尺寸的增加，最大拉坯速度必须下降。这样一来，产量增长率并不是简单地随小方坯断面尺寸的增加而增加。例如，铸坯断面尺寸由120mm方增加到250mm方(结晶器长度为800mm)，此时临界拉坯速度则由5.0m／min下降到1.8m／min，而单位时间产量则由0.6吨／min增加到0.9吨／min。也就是说，铸坯断面尺寸增加3倍多(由14400mm2增加到62500mm2)，单位时间产量仅增加50％。
　 ★增加结晶器长度，铸坯在结晶器出口处温度降低、坯壳变厚、强度增加，因而可以获得较高的最大拉坯速度，提高连铸坯产量。根据本文假定的相关条件，断面尺寸120mm方的小方坯结晶器，其长度由600mm增加到1000mm，临界拉坯速度则由3.75m／min增加到6m／min。
　 ★足辊设置正确、对中良好有利于铸坯出结晶器的导向和对中，同时也有利于大幅度提高拉坯速度和连铸坯产量，生产无角部纵裂纹的铸坯。采用这种方法提高连铸坯产量较之采用增加结晶器长度的方法其优点是铸坯表面温度易于通过喷水冷却加以控制；同时结晶器较短，因而对结晶器锥度要求不高。
　 ★为避免铸坯在结晶器内鼓肚和随之产生的纵裂纹，结晶器管应选用抗蠕变铜质材料以降低结晶器永久变形，强化结晶器检测和维护，一旦发现结晶器损坏，应及时更换。
　 ★根据铸坯壳收缩规律，结晶器采用优化的抛物线形锥度有利于小方坯在结晶器内均匀传热，防止结晶器磨损。
　 ★小方坯结晶器由油润滑改用保护渣润滑有利于坯壳在结晶器内均匀生长，与此同时，它也降低了结晶器内的传热，使所需的结晶器锥度变小；为了防止小方坯产生纵裂纹，最大拉坯速度也不得不降低。
　 ★如果能遵守上述建议，连铸机浇铸大圆角小方坯也不会产生裂纹，同时也有利于下一步的轧制作业。
7 小 结
　 将小方坯连铸模型的计算值与工厂实测值相比较后证实小方坯连铸计算模型与实际情况相一致，并已将该模型应用于研究小方坯的温度、收缩、应力和小方坯纵裂纹。对于结晶器的传统锥度，增加小方坯的圆角半径就意味着增加小方坯表面角部纵裂纹产生的几率。采用圆角半径较小的结晶器可降低小方坯角部表面纵裂纹，但与此同时却增加了小方坯偏离角皮下纵裂纹产生的几率。提高拉坯速度、增加铸坯断面尺寸或减少结晶器长度都会增加小方坯偏离角皮下纵裂纹的几率。本文对小方坯纵裂纹的形成机理进行了定量研究，认为小方坯临界拉坯速度取决于小方坯的断面尺寸、结晶器长度和其它相关参数。同时根据小方坯临界拉坯速度极限提出了防止小方坯纵裂纹产生的指导原则。