75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法

摘要

本申请提供了一种75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法，包括以下步骤：增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数，得到修正二次冷曲线，所述边部区域为对应所述喷淋区两侧的区域，所述过渡区域为对应所述边部区域与对应所述喷淋区的中心区域之间的区域；将钢水进行连铸得到铸坯，所述铸坯以3.7～4.5m/min的拉速进入二次冷却区根据修正二次冷曲线进行冷却。根据本申请的控制方法，增大了第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及过渡区域的修正系数，提高了喷淋区的两侧水量，铸坯横向温度分布均匀，铸坯质量得到改善，75Cr1表面裂纹出现的问题得到有效控制。

说明书

技术领域

本发明涉及钢铁领域，尤其涉及75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法。

背景技术

涟钢生产的中高碳钢碳含量涵盖0.2-1.0％，其中，碳含量＞0.7％的钢种主要是75Cr1，其它钢种生产量较少。75Cr1是国外标准冷作工具钢钢号，广泛用于小型工具，如：圆盘锯、剪刀具、芯棒，冲头，捣压工具，剃刀。75Cr1主要在CSP生产线生产，其工艺路线为：铁水-转炉-LF精炼-薄板坯连铸-均热炉-七机架轧机-卷曲-入库。然而在CSP生产线提拉速工艺实行后，其他碳含量＜0.7％钢种以及除75Cr1外的高碳钢拉速、质量正常，但生产75Cr1钢种时表面横裂纹发生率高，判废率高达15％。

因此有必要提高解决75Cr1钢种表面横裂纹发生率高的问题。

发明内容

本发明的主要目的是提供一种75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法，旨在解决现有的75Cr1钢种表面横裂纹发生率高的技术问题。

为实现上述目的，本申请采用的技术方案是：

本申请提供了一种75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法，包括以下步骤：

增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数，得到修正二次冷曲线，所述边部区域为对应所述喷淋区两侧的区域，所述过渡区域为对应所述边部区域与对应所述喷淋区的中心区域之间的区域；

将钢水进行连铸得到铸坯，所述铸坯以3.7～4.5m/min的拉速进入二次冷却区根据修正二次冷曲线进行冷却。

根据本申请的一个实施例，所述增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数的步骤包括：

调整第3～6边部区域及第3～6过渡区域的不同浇注宽度对应修正系数。

根据本申请的一个实施例，根据所述调整第3～6过渡区域的不同浇注宽度对应修正系数包括：

根据典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6过渡区域不同浇注宽度对应修正系数；

所述典型浇注宽度对应的修正系数为：

当浇注宽度为950mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.5；

当浇注宽度为1040mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.75；

当浇注宽度为1100mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.85；

当浇注宽度为1140mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.95；

当浇注宽度为1350mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为1.0。

根据本申请的一个实施例，根据所述调整第3～6边部区域的不同浇注宽度对应修正系数包括：

根据典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6边部区域不同浇注宽度对应修正系数；

所述典型浇注宽度对应的修正系数为：

当浇注宽度为1360mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.5；

当浇注宽度为1400mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.75；

当浇注宽度为1450mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.85；

当浇注宽度为1500mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.95；

当浇注宽度为1700mm时，所述3～6边部区域的修正系数为1.0。

根据本申请的一个实施例，所述连铸采用液芯压下技术。

根据本申请的一个实施例，所述液芯压下的厚度为5～10mm。

根据本申请的一个实施例，所述钢水的成分包括：

以质量百分数计，C：0.72％～0.80；Si：0.20％～0.45；Mn：0.60％～0.90；P≤0.020；S≤0.006％；Als：0.015％～0.05；Cr：0.30％～0.60。

根据本申请的一个实施例，所述钢水的开浇过热度为15～35℃。

根据本申请的一个实施例，所述钢水进行连铸的结晶器宽面铜板厚度不小于18mm，窄边铜板厚度不小于14mm，结晶器的冷却水量为5300～5900L/min。

根据本申请的75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法，对薄板坯连铸的二冷修正系数进行修正，增大了第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及过渡区域的修正系数，提高了喷淋区的两侧水量，铸坯横向温度分布均匀，铸坯质量得到改善，75Cr1表面裂纹出现的问题得到有效控制。

附图说明

为了更清楚地说明本申请实施例中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本申请的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为现有技术的制备的75Cr1在轧机F1后表面裂纹形貌图；

图2为现有技术的制备的75Cr1钢卷表面裂纹形貌图；

图3为现有技术的制备的75Cr1钢卷缺陷部位低倍100X的缺陷形貌图；

图4为现有技术的制备的75Cr1钢卷缺陷部位腐蚀后低倍500X的缺陷形貌图；

图5为钢在600-900℃断裂前的示意图；

图6为钢在600-900℃断裂后的示意图；

图7为现有技术的制备的75Cr1铸坯表面图；

图8为对比例1的制备的75Cr1铸坯纵向低倍检验的形貌图；

图9为实施例1的制备的75Cr1铸坯纵向低倍检验的形貌图。

具体实施方式

为了使本申请所要解决的技术问题、技术方案及有益效果更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本申请进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本申请，并不用于限定本申请。

在本申请的描述中，需要说明的是，除非另有说明，“多个”的含义是两个以上；术语“上”、“下”、“左”、“右”、“内”、“外”等指示的方位或位置关系仅是为了便于描述本申请和简化描述，而不是指示或暗示所指的装置或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本申请的限制。此外，术语“第一”、“第二”等仅用于描述目的，而不能理解为指示或暗示相对重要性。“垂直”并不是严格意义上的垂直，而是在误差允许范围之内。“平行”并不是严格意义上的平行，而是在误差允许范围之内。

在本申请的描述中，还需要说明的是，除非另有明确的规定和限定，术语“安装”、“相连”、“连接”应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或一体地连接；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连。对于本领域的普通技术人员而言，可视具体情况理解上述术语在本申请中的具体含义。

申请人在注意到75Cr1钢种表面横裂纹发生率高的问题，在此基础上进行研究。

1、CSP生产工艺及表面裂纹缺陷介绍

1.1表面裂纹缺陷形貌

申请人发现低拉速工艺条件下75Cr1表面裂纹缺陷一般出现在钢水过热度高、脱氧不良等异常情况条件下，对应关系比较明显，裂纹发生率低，产品质量受控。但随着高拉速工艺推行后，表面裂纹出现率高，达到15％以上，此裂纹缺陷在F1轧机机架后肉眼可见，经F2-F7轧后不能愈合，缺陷的发生原因不能以原有经验找到相关性。75Cr1表面裂纹实物参见图1、图2。

在轧机F1机架后观察到表面裂纹均为横向，与铸坯振痕方向相同，在经后七机架轧制后拉长，在钢卷表面表现为条状缺陷，缺陷表面一般有氧化物覆盖。对缺陷部位取样、制样后进行低倍、能谱分析，低倍缺陷形貌见图3、图4。

缺陷深度200-500μm之间，缺陷深度与钢卷厚度对应，即钢卷厚度薄，缺陷相对较浅，缺陷深处存在多条细裂纹，裂纹处有氧化圆点，且有较浅的脱碳层。另沿裂纹附近，伴随着细条状P(Mn、Cr)的偏析带。根据缺陷的形成规律判断铸坯存在裂纹，但缺陷位置不固定，很难取到相应的铸坯裂纹缺陷。

2表面横向裂纹形成机理及75Cr1特殊性分析

2.1 表面横裂纹形成机理

结晶器振动的目的是防止初生坯壳与结晶器黏结而漏钢，但不可避免的会在初生坯壳表面上留下振动痕迹。而铸坯横裂纹产生于振动波动的振痕处，振痕越深横裂纹约严重。根据高碳钢的特点，参见图5和6，表面横裂纹形成机理如下：

1)在γ-α相变中，第二相质点(AlN、Nb(C、N)、VN、BN等)在奥氏体晶界析出，增加了晶界脆性。

2)沿振痕波谷处，S、P等物质呈正偏析，降低了铸坯高温强度。

3)铸坯在运行过程中受到弯曲(内弧受压力，外弧受张力)和矫直(内弧受张力，外弧受压力)以及鼓肚作用，铸坯正好处于低温塑性区(小于900℃)，又加上相当于应力集中的“缺口效应”的振痕，受到拉伸应力作用的应变量如果超过1.3％，在振痕波谷处就会产生横裂纹，裂纹沿奥氏体晶界扩展直到具有良好塑性的温度区域为止。

2.2 75Cr1表面横裂纹形成分析

根据裂纹的形成机理，一般关于CSP连铸介绍的横向裂纹主要是指边部缺陷，主要原因是边部冷却相对较强，微合金碳氮化合物在此处优先析出，从而强度相对较高，在经拉矫应力作用下，成为裂纹敏感区，这也是CSP连铸目前最主要的裂纹缺陷。然而在出现表面横裂纹的75Cr钢卷边部并没有出现边部横向裂纹等边部缺陷，相反表面横裂纹出现在温度相对边部高、塑性相对较好的中心区域。说明75Cr1中心区域二次冷却强度可能偏弱，鼓肚作用导致表面横裂纹的可能性较大。

生产的中高碳钢碳含量涵盖0.2-1.0％，碳含量＞0.7％的钢种主要是75Cr1，其它钢种生产量较少。提拉速工艺实行后，碳含量＜0.7％钢种均可正常生产。根据现场实际，参见图7，包括75Cr1在内的高碳钢铸坯出拉矫机后表面温度不均衡。

用红外线测温枪测量铸坯表面温度，测量数据见表1，铸坯温度横向不均，在这种情况下，碳含量＜0.7％以下高碳钢没有出现表面横向裂纹，而经过对比发现75Cr1表面横裂纹基本集中在亮带区域。进一步说明出现表面横裂纹区域冷却偏弱。75Cr1钢种出现表面横裂纹特殊性值得探讨。

表1铸坯表面温度测量，℃

目前关于液相线公式的计算相对精确。但许多固相线公式是根据平衡二元相图或部分考虑非平衡凝固得到的。公式(1)给出了一个常见的碳含量＞0.2％的固相线计算公式：

Ts＝1534-184*(80.5*[C]+17.8*[Si]+3.75*[Mn]+33.5*[P]+33.5*[S]+1.5*[Cr]+3.8*[Al])/80.5(1)

根据公式(1)计算各典型高碳钢固、液相温度，见表2。目前申请人所在公司CSP生产线碳含量＞0.2％钢种均采用一条冷却曲线，在此情况下碳含量越高其固相线越低，如二次冷却只考虑液相线温度，则在固液两相区较大的情况，则可能存在冷却不够，铸坯出结晶器后在扇形段出现鼓肚现象。

表2典型高碳钢固相线温度，％、℃

当铸坯移出结晶器在导辊之间运行时，由于不再有结晶器壁的限制，加之钢水静压力也因压头高度的增加而有所增大，所以相邻两对导辊之间的坯壳容易发生鼓肚，同时在坯壳中产生应力。

综上所述，根据75Cr1表面横裂纹形成的机理，表面横裂纹可能是二次冷却不够及铸坯表面横向温差大问题造成的，必须对连铸工艺进行优化。碳＜0.7％钢种虽然铸坯表面横向温差大，没有出现表面横裂纹，但铸坯冷却不均可能导致组织不均，成分集中偏析等问题，同样需要优化。

基于申请人发现的上述问题，申请人对显示模组的结构进行改进，下面对本申请实施例进行进一步描述。

本申请提供了一种75Cr1钢表面横裂纹缺陷的控制方法，包括以下步骤：

增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数，得到修正二次冷曲线，所述边部区域为对应所述喷淋区两侧的区域，所述过渡区域为对应所述边部区域与对应所述喷淋区的中心区域之间的区域。

将钢水进行连铸得到铸坯，所述铸坯以3.7～4.5m/min的拉速进入二次冷却区根据修正二次冷曲线进行冷却。

为了使本申请的技术方案清楚完整，以下对薄板坯连铸连轧(CSP)生产线进行详细描述。

浇注的钢水需要符合75Cr1钢的成分要求。钢水的制备过程可采用以下方式：铁水经转炉吹炼，满足终点成分、温度控制要求，然后出钢合金化。钢水进LF精炼炉造渣脱硫、合金化、调整温度、钙处理后满足软吹和镇静时间后上连铸开浇。

浇注时，开浇条件和渣料应符合浇注要求。将将高温钢水浇到一个或几个用强制水冷带有引锭头的结晶器内。钢水与引锭头凝结在一起，待钢水凝固成一定厚度的坯壳后，就从结晶器的下端拉出引锭头，这样已凝固成一定厚度的铸坯就会连续地从水冷结晶器内被拉出来，在二次冷却区继续喷水冷却。

CSP生产线的二次冷却区包括4个扇形段，根据距离结晶器的距离由近及远，依次为扇形一段、扇形二段、扇形三段和扇形四段。二次冷却区包括6个喷淋区对上述4个扇形段进行喷淋冷却。根据距离结晶器的距离由近及远，依次为第1喷淋区、第2喷淋区、第3喷淋区、第4喷淋区、第5喷淋区和第6喷淋区。其中，自第3喷淋区起，第3～6喷淋区又根据其相对扇形段的位置分为中心区域、过渡区域和边部区域。在每个喷淋区中，中心区域的数量为1个，设置于扇形段的中心区域。边部区域的数量为两个，分布于扇形段两侧，对应扇形段的两侧的边缘区域。过渡区域的数量为两个，具体为扇形段中心区域和边缘区域之间的区域。为便于描述，中心区域、过渡区域和边部区域分别用0、1、2标识。将喷淋区的各区域分别用喷淋区的序号以及区域对应标识组合进行命名，加以区别。如，在第3喷淋区中，其中心区域命名为3.0，过渡区域命名为3.1,边部区域命名为3.2。各扇形段与相应喷淋区的对应关系如表3所示。

表3水表区域分布

冷却曲线中设置了铸坯的断面宽度即浇注宽度与修正系数的对应关系。修正系数也叫西马克(SMS)修正系数，表示喷淋区的冷却水在铸坯的喷淋量。修正系数越大，冷却水在铸坯的喷淋量越大。铸坯的断面宽度即浇注宽度与冷却曲线匹配。不同的浇注宽度下，各喷淋区的对应相应的修正系数不同。

原始二次冷曲线的各喷淋区的浇注宽度与修正系数如表4和表5所示。其适用于较低拉速如3.5-3.6m/min的工艺条件。

表4控制回路3.1、4.1、5.1、6.1冷却宽度系数

表5控制回路3.2、4.2、5.2、6.2冷却宽度系数

当高拉速(如3.7～4.5m/min)的工艺条件采用原始二次冷曲线时，高拉速二冷工艺出拉矫机后靠近铸坯边部存在高温带。主要原因是扇形三、四段喷嘴水型较宽，西马克二冷修正系数小，见表7、8。

表7控制回路3.1、4.1、5.1、6.1冷却宽度系数

表8控制回路3.2、4.2、5.2、6.2冷却宽度系数

根据西马克的喷嘴设计布局，计算不同断面各区水型宽度覆盖比，覆盖比≥1说明某区水量全部喷射在铸坯上。从上表看，断面越小西马克(SMS)修正系数越小，即修正过量，靠近边部水量比设计要小，这也是铸坯两侧存在高温带的原因。种种原因导致75Cr1钢表面裂纹出现率高，达到15％以上。

申请人在经过75Cr1表面裂纹实物和表面横裂纹形成的机理大量探究后，发现表面横裂纹可能是二次冷却不够及铸坯表面横向温差大问题造成的。在此基础上，增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数，得到修正二次冷曲线。在修正二次冷曲线中，3.1、4.1、5.1、6.1的修正系数以及3.2、4.2、5.2、6.2的修正系数在原基础上增大。

按照修正二次冷曲线进行冷却，增大了第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及过渡区域的修正系数，提高了喷淋区的两侧水量，使得铸坯在高拉速下铸坯两侧的温度可有效降低，铸坯横向温度分布均匀，铸坯质量得到改善，75Cr1表面裂纹出现的问题得到有效控制。

根据本申请的一个实施例，所述增大原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的边部区域的修正系数及原始二次冷曲线对应第3～6喷淋区的过渡区域的修正系数的步骤包括：

调整第3～6边部区域及第3～6过渡区域的不同浇注宽度对应修正系数。

根据第3～6边部区域及第3～6过渡区域的浇注宽度来调整相应修正系数，增强了该修正二次冷曲线的适用范围，使其可适用于不同浇注宽度的铸坯的冷却。

根据本申请的一个实施例，根据所述调整第3～6过渡区域的不同浇注宽度对应修正系数包括：

根据典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6过渡区域不同浇注宽度对应修正系数；

所述典型浇注宽度对应的修正系数为：

当浇注宽度为950mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.5；

当浇注宽度为1040mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.75；

当浇注宽度为1100mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.85；

当浇注宽度为1140mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为0.95；

当浇注宽度为1350mm时，所述3～6过渡区域的修正系数为1.0。

CSP设备自带的控制系统仅需输入数个浇注宽度以及对应的修正系数，即可获得其他浇注宽度的修正系数，如根据输入数个浇注宽度以及对应的修正系数计算得到拟合曲线，然后根据拟合曲线得到其他浇注宽度的修正系数。本申请设置的过渡区域的典型浇注宽度分布的浇注宽度区间大，且分布较为均匀，各浇注宽度的间隔较为一致，以保证系统获得的其他浇注宽度的修正系数更合适，更符合对铸坯冷却的需求。

因此，申请人根据实际情况设置了上述的典型浇注宽度以及对应的修正系数。如当浇注宽度为980mm时，950mm＜980mm＜1040mm，因而控制系统会自动计算得到一个介于0.5和0.75之间的修正系数。当然如浇注宽度正好为典型浇注宽度，其修正系数则直接可采用该典型浇注宽度对应的修正系数。

无论采用何种方式，在得到浇注宽度相应的修正系数，则对应喷淋区均采用该修正系数。如浇注宽度为1100mm时，过渡区域3.1、4.1、5.1和6.1均采用0.85的修正系数。

申请人经过大量的实验验证根据上述典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6过渡区域不同浇注宽度对应修正系数，可有效的降低铸坯接近边缘的位置的温度，使得横向温度分布更为均匀，铸坯质量得到改善，75Cr1表面裂纹出现的问题得到有效控制。

根据本申请的一个实施例，根据所述调整第3～6边部区域的不同浇注宽度对应修正系数包括：

根据典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6边部区域不同浇注宽度对应修正系数；

所述典型浇注宽度对应的修正系数为：

当浇注宽度为1360mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.5；

当浇注宽度为1400mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.75；

当浇注宽度为1450mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.85；

当浇注宽度为1500mm时，所述3～6边部区域的修正系数为0.95；

当浇注宽度为1700mm时，所述3～6边部区域的修正系数为1.0。

同样的，申请人根据实际情况设置了边部区域的典型浇注宽度以及对应的修正系数。申请人经过大量的实验验证根据上述典型浇注宽度对应的修正系数调整第3～6边部区域不同浇注宽度对应修正系数，可有效的降低铸坯边缘的位置的温度，使得横向温度分布更为均匀，铸坯质量得到改善，75Cr1表面裂纹出现的问题得到有效控制。

根据本申请的一个实施例，所述连铸采用液芯压下技术。

在本申请的薄板坯连铸连轧(CSP)生产线75Cr1钢中，比水量在低拉速工艺基础上增加约40％。由于高碳钢液相线温度比Q235B、SPHC等常规钢种低40-60℃，所以在相同冷却强度下高碳钢铸坯边部温度相对较低，实际在860℃以下，拉矫时在第Ⅲ脆性区范围内，如果再增加比水量则进一步造成边部过冷，拉矫温度更低，边部裂纹出现概率增加。根据西马克设计原理，CSP连铸具备液芯压下功能，液芯压下可以减少液芯长度，从另一方面可间接增加冷却，液芯压下后铸坯厚度减少，在拉矫过程应力相对减少，边部裂纹风险相对较小。

同时液芯压下可使钢水中的溶质均匀，消除成分偏析；使中心较热的并已部分偏析的钢水与枝晶顶点接触使其重新熔化，并通过与具有较少偏析元素的钢水熔合从而得到稀释。再熔化将固态晶体在界面处分离出来，由对流运动送到液态中心，有利于中心的凝固并形成较细的晶粒；枝晶间的再熔化吸收了钢液的热量，降低了液相的温度,从而加强了中心的冷却,有利于中心凝固。薄板坯本身具有冷却快的特点，其中心出现偏析的程度比较小，再加上液芯压下的作用,可以获得更高的铸坯内部质量。

根据本申请的一个实施例，所述液芯压下的厚度为5～10mm。

经过大量的实验，液芯压下的厚度为5～10mm可使得75Cr1钢中心出现偏析的程度小，并且具有更高的铸坯内部质量。试验采取液芯压下5mm，根据轧制要求可压下10mm。

根据本申请的一个实施例，所述钢水的成分包括：

以质量百分数计，C：0.72％～0.80；Si：0.20％～0.45；Mn：0.60％～0.90；P≤0.020；S≤0.006％；Als：0.015％～0.05；Cr：0.30％～0.60。

上述钢水满足75Cr1成分控制要求，在后续工艺如薄板坯连铸、轧制的配合下，可生产合格的75Cr1钢。

根据本申请的一个实施例，所述钢水的开浇过热度为15～35℃。75Cr1钢水的液相温度为1465℃，开浇过热度为液相温度上增加的温度。当开浇过热度低时，钢水温度过低易于凝固，流动性差，导致开浇失败。当开浇过热度高时，钢水温度过高，脚注形成的铸坯冷却不够，容易出现漏钢现象。

根据本申请的一个实施例，所述钢水进行连铸的结晶器宽面铜板厚度不小于18mm，窄边铜板厚度不小于14mm，结晶器的冷却水量为5300～5900L/min。

结晶器宽面铜板厚度不小于18mm，窄边铜板厚度不小于14mm，铸坯不容易出现纵向裂纹。结晶器的冷却水量为5300～5900L/min，可与结晶器的参数规格形成匹配。

实施例1

1、转炉、LF精炼工序控制

铁水经转炉吹炼，满足终点成分(参见表9)、温度控制要求，然后出钢合金化。钢水进LF精炼炉造渣脱硫、合金化、调整温度、钙处理后满足软吹和镇静时间后上连铸开浇。

表9.75Cr1成分控制要求，％

2、连铸工序控制

生产前离线检查格栅段和扇形段的喷嘴，不允许喷嘴堵、喷头掉、喷水偏等现象；生产前检查挡水板、集水槽的情况，集水槽要清理干净；保护渣牌号要核对，不使用过期保护渣；断面和冷却曲线匹配；严禁变拉速。

(1)开浇条件：开浇前班长、主控必须确认各项开浇条件具备，如：要求连铸机有较好的状态，扇形段对中良好，结晶器振动平稳等；开浇过热度为15～35℃。过热度低于10℃或高于45℃拒开浇；正常浇铸时钢水的过热度按15～35℃控制；抢接钢水严禁开浇。

(2)渣料使用：本钢种使用专用高碳钢开浇渣ST-FPE/MG，保护渣ST-SP/TS-100H，必须保证保护渣、覆盖剂干燥。

(3)本钢种结晶器要求和二冷水模式：结晶器宽面铜板厚度不小于18mm，窄边铜板厚度不小于14mm，结晶器冷却水量比SPHC(热轧钢板)等降低500L/min

(4)连铸采用9#振动曲线，10#二冷曲线，拉速4.0-4.5m/min。

(5)二冷曲线宽度系数采用表10和表11：

表10控制回路3.1、4.1、5.1、6.1冷却宽度系数

表11控制回路3.2、4.2、5.2、6.2冷却宽度系数

二次冷却过程中，试验采取液芯压下5mm。

对比例1

除二冷曲线宽度系数采用表3和表4，以及二次冷却过程中未采用液芯压下外，其余步骤以及参数与实施例1相同。

实验效果

1.表明横向温度优化效果

通过调整宽度方向二冷水的修正系数，适当增加了铸坯两侧水量。下表7以三段水量为例，在1250mm断面，4.0m/min拉速条件下实施例1和对比例1各区水量对比：

表12三段优化前后水量对比

实施例1增加了4.1区水量约43L/min，两侧原来存在高温亮带消失了，铸坯表面横向温度接近均匀，无亮黑带条纹，实施例1铸坯横向温度测量结果见表8。

表12铸坯表面温度测量，℃

2.铸坯质量

开浇后铸坯经拉矫机矫直后过摆剪，摆剪剪完头坯后即投入液芯压下5mm。实施例1试验前后取铸坯低倍样检验宽度方向铸坯质量，中心偏析、裂纹、疏松评级均在1.0级以内，未见异常。为进一步验证铸坯质量，取样进行纵向低倍检验。实施例1和对比例1的4.0m/min拉速条件下检验结果如下：

实施例1和对比例1的铸坯中心偏析、裂纹、疏松评级均在1.0级以内，但是对比例1的铸坯在上表面和中心之间存在肉眼可见裂纹，实施例1的铸坯宽度方向及纵向低倍质量均正常。对比例1的铸坯在相邻两导辊之间的中心位置处(鼓肚最显著处)，坯壳内表面(即凝固前沿)产生的应力为压应力，坯壳外表面产生的应力为拉应力，而在导辊位置处，应力状态正好相反。由于铸坯在导辊之间是连续运动的，因此坯壳将发生“鼓肚—压回—鼓肚”的循环，相应地，凝固前沿的应力状态随之而发生“压缩—拉伸—压缩”的循环。一般的，由鼓肚引起的应变约为0.2％～0.8％，是铸坯所承受的应变中较大的一种。由于鼓肚应变发生在整个连铸过程的早期，易于引发内部裂纹。如果这种裂纹发展到表面，就会在振痕处开裂，轧制时开裂形成表面横裂纹，严重时引起漏钢事故。

3.表面横裂纹指标比较

实施例1的方案从实施日起，生产75Cr1约4万t，表面横裂纹缺陷发生率为零。按废品回炉损失2500元/t计算，直接经济损失降低约1000t*2500元/10000＝250万/年。

以上所述仅为本申请的较佳实施例而已，并不用以限制本申请，凡在本申请的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本申请的保护范围之内。