朱國森　李海波　季晨曦

(1.首鋼京唐鋼鐵聯(lián)合有限責任公司，河北唐山　063200；2.首鋼技術(shù)研究院，北京　100043；3.北京市綠色可循環(huán)鋼鐵流程重點實驗室，北京　100043)

首鋼集團有限公司于1919年成立于北京市石景山區(qū)，自2002年開始逐步向河北省搬遷調(diào)整，經(jīng)過10余年的建設、達產(chǎn)和達效，首鋼逐漸建立起首鋼遷鋼、首鋼首秦和首鋼京唐三個生產(chǎn)基地，主要產(chǎn)品包括汽車板、鍍錫板、酸洗板、硅鋼、海工鋼、橋梁用鋼和高強鋼等。三個煉鋼單元的主要設備如表1所示。

在三個煉鋼單元建設之初， 首鋼確定以綠色環(huán)境友好、高效、潔凈鋼生產(chǎn)為原則，投產(chǎn)以來，首鋼在冶煉和連鑄全流程開展了大量的研究，開發(fā)了一系列的創(chuàng)新性技術(shù)，主要包括：1)轉(zhuǎn)爐少渣煉鋼(SGRS)技術(shù)；2)轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖痛礐O2技術(shù)；3)穩(wěn)定高效轉(zhuǎn)爐底吹(SEBC)技術(shù)；4)橢圓浸漬管RH真空精煉技術(shù)；5)高拉速連鑄技術(shù)；6)倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)。

表1　首鋼煉鋼單元的主要設備Table 1　Main equipments of the steelmaking units in Shougang

1　轉(zhuǎn)爐少渣煉鋼(SGRS)技術(shù)

石灰是轉(zhuǎn)爐冶煉過程的主要造渣材料，眾所周知，石灰石是不能再生資源，其開采、燒制均會對環(huán)境造成一定的負面影響，如何進一步降低煉鋼的石灰消耗具有十分重要的意義。轉(zhuǎn)爐吹煉過程石灰的主要作用是造渣、脫磷，轉(zhuǎn)爐煉鋼脫磷反應可由式(1)表示，其反應平衡常數(shù)Kp可由式(2)計算[1- 2]：

2[P]+5[O]=(P2O5)

(1)

式中：Kp為反應平衡常數(shù)；ai為組元i的活度；T為溫度，K。

圖1為計算得到的脫磷反應平衡常數(shù)Kp隨溫度的變化?？梢?，當溫度為1 630～1 680 ℃時(相當于轉(zhuǎn)爐煉鋼吹煉終點)，脫磷反應平衡常數(shù)在1.7×10-11～6.4×10-11之間；隨著溫度降至1 320～1 380 ℃(相當于轉(zhuǎn)爐吹煉前期)，平衡常數(shù)提升至1.8×10-6～1.8×10-7，提升了4個數(shù)量級以上(10 000倍以上)。

基于上述物理化學的原理，SGRS技術(shù)將高溫下缺乏脫磷能力的爐渣適當降溫后循環(huán)使用，從而將轉(zhuǎn)爐吹煉過程分成明確的脫磷和脫碳兩個工藝階段。主要工藝流程是：(1)轉(zhuǎn)爐出鋼結(jié)束后不再將液態(tài)爐渣倒出廢棄，而是將爐渣留在爐內(nèi)循環(huán)使用；(2)采用頂吹濺渣等措施實現(xiàn)液態(tài)渣固化；(3)向爐內(nèi)裝入廢鋼、鐵水；(4)進行脫磷階段的冶煉，吹煉供氧時間為3.5～4 min；(5)脫磷階段吹煉結(jié)束后倒出爐內(nèi)部分爐渣；(6)進行脫碳階段的吹煉；(7)脫碳階段吹煉結(jié)束后出鋼，但將液態(tài)爐渣留在爐內(nèi)，進入下一循環(huán)。

圖1　溫度對轉(zhuǎn)爐吹煉過程中脫磷反應平衡 常數(shù)的影響Fig.1　Influence of temperature on equilibrium constant of dephosphorization reaction during BOF smelting

但是與常規(guī)工藝相比，該工藝存在特有的難點，例如：1)脫碳結(jié)束的爐渣含有1.4%～2.0%的P2O5，能否確保脫磷階段的脫磷率是能否減少轉(zhuǎn)爐石灰消耗的關(guān)鍵；2)脫磷結(jié)束能否快速足量的倒掉爐渣，不僅影響轉(zhuǎn)爐吹煉周期，還會由于爐內(nèi)蓄積的爐渣量增大而導致吹煉溢渣，最終導致SGRS工藝循環(huán)終止。

為此，開發(fā)了：1)脫磷階段爐渣物性控制與足量穩(wěn)定倒渣技術(shù)，其關(guān)鍵是突破了必須采用較高堿度渣脫磷的傳統(tǒng)工藝理念束縛，在脫磷階段采用低堿度爐渣(目標堿度1.3～1.5)和低槍位、高強度供氧以加強攪拌，在獲得良好脫磷效果的同時，解決了倒渣量不足和渣中鐵珠含量高這兩個最大的難題[3]。采用該技術(shù)，基本解決了脫磷結(jié)束倒渣這一影響SGRS工藝穩(wěn)定運行的難題。210 t轉(zhuǎn)爐脫磷階段倒渣量為6.0～12.5 t(鐵水硅含量變化影響)，倒渣時間為4.0～5.0 min；100 t 轉(zhuǎn)爐脫磷階段倒渣量為4.0～8.0 t，倒渣時間3.0～4.5 min。2)高效脫磷工藝技術(shù)的關(guān)鍵是加強熔池攪拌、促進熔池內(nèi)部磷向渣/鐵界面?zhèn)鬏敚ㄟ^調(diào)整供氧或加入鐵礦石(鐵皮)提高渣中FeO活度。采用該技術(shù)后，脫磷階段結(jié)束(吹煉4.5 min左右)金屬熔池磷的質(zhì)量分數(shù)平均降低至0.029 3%，脫磷率平均為59.6%，在上爐所留爐渣P2O5質(zhì)量分數(shù)1.5%以上的不利條件下，超過了轉(zhuǎn)爐常規(guī)工藝吹煉前期的脫磷率。由于脫磷階段脫磷效率高，脫碳階段終點鋼水磷最低可脫除至0.006 0%，平均為0.009 56%，能夠滿足除少數(shù)超低磷鋼種(如抗酸管線鋼)外絕大多數(shù)鋼種磷含量控制要求。

該技術(shù)在首鋼210 t轉(zhuǎn)爐、100 t轉(zhuǎn)爐上穩(wěn)定使用后，轉(zhuǎn)爐煉鋼石灰、輕燒白云石消耗與爐渣排放量分別降低了45%、35%、31%以上。由于爐渣量減少以及避免了轉(zhuǎn)爐吹煉結(jié)束隨爐渣一起倒掉的殘留鋼液，而且倒掉的脫磷爐渣中T.Fe含量較低，采用SGRS工藝后，轉(zhuǎn)爐鐵耗量降低了6 kg/噸鋼。

2　轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖痛礐O2技術(shù)

CO2用于轉(zhuǎn)爐吹煉的主要反應如式(3)～(5)所示[4]，可見吹入的CO2部分代替了吹入氧氣的作用，降低轉(zhuǎn)爐吹煉的氧氣消耗。同時由于反應(4)是吸熱反應，當氧氣從頂槍吹入鋼液時，會降低火點區(qū)的溫度，從而減少鐵元素燃燒產(chǎn)生的煙塵。而且由于吹入CO2的降溫作用，使得轉(zhuǎn)爐吹煉前期能夠在比較長的時間內(nèi)維持在對于脫磷有利的低溫區(qū)間，提高了脫磷效率[5]。在底吹氣體中混入CO2后，由于在CO2氣體上升的過程中，發(fā)生反應(4)，使得1 mol的CO2產(chǎn)生2 mol的CO，氣體膨脹增加，提高對吹氣體的攪拌效果，因此CO2可增強攪拌，改善動力學條件，進而降低轉(zhuǎn)爐終點碳氧積和爐渣中T.Fe含量。

CO2+C=2CO

(3)

2[P]+5CO2+3(CaO)=(3CaO·P2O5)+5CO

(4)

CO2+[M]=MOx+CO

(5)

式(5)中的M為轉(zhuǎn)爐吹煉過程中被氧化的元素。

轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖痛礐O2技術(shù)的主要工藝參數(shù)：頂吹CO2流量控制在0.2 Nm3·t-1·min-1，底吹CO2流量控制在0.03 Nm3·t-1·min-1，頂?shù)讖痛礐O2混合比約7%。首鋼300 t轉(zhuǎn)爐采用該技術(shù)后，粉塵量及其中T.Fe質(zhì)量分數(shù)均降低10%以上；終點爐渣中T.Fe質(zhì)量分數(shù)降低了3.6%；爐渣中P2O5質(zhì)量分數(shù)增加0.63%；煤氣量增加5.2 m3/t，煤氣中CO質(zhì)量分數(shù)增加0.6%。

3　穩(wěn)定高效轉(zhuǎn)爐底吹SEBC技術(shù)

首鋼210 t轉(zhuǎn)爐的底吹強度設計為0.03～0.10 Nm3·min-1·t-1，在實際生產(chǎn)過程中，當爐齡達到2 000爐次以上時，底吹槍難以裸露，實際底吹強度僅能達到0.03～0.05 Nm3·min-1·t-1左右，轉(zhuǎn)爐終點的碳氧積平均在0.002 5以上，爐齡后期更是達到0.003 0以上，對汽車板、鍍錫板等冷軋鋼板潔凈度造成了非常不利的影響。

SEBC技術(shù)的關(guān)鍵是：1)較低底吹強度(0.06 Nm3·min-1·t-1)下爐內(nèi)鋼液的大環(huán)流，減少小環(huán)流的抵消和耗散；2)控制轉(zhuǎn)爐爐底和底吹槍隨爐齡增加逐漸均勻侵蝕，爐底厚度不再出現(xiàn)侵蝕與補爐導致的反復變化；(3)摒棄通過底吹維護形成蘑菇頭的傳統(tǒng)理念，確保全爐役底吹孔可視。

以210 t轉(zhuǎn)爐為例，采用Fluent 16.1研究了底吹槍數(shù)量和布置對爐內(nèi)鋼液流動的影響。圖2為爐底采用12支底吹槍對流場的影響，圖2(a)為底吹槍的布置示意圖，圖2(b)為圖2(a)中黑色粗線所在縱向截面流場的速度矢量圖。可見，采用12只底吹槍雙節(jié)圓布置，在熔池內(nèi)部形成多個環(huán)流區(qū)域，存在上下環(huán)流之間互相沖擊導致的能量抵消，降低了實際攪拌效果，不利于鋼液內(nèi)部攪拌和均勻成分。

圖2　(a)12支底吹槍布置示意圖及(b)其對應的爐內(nèi)縱截面鋼液流動速度矢量圖Fig.2　(a) Schematic of layout of 12 bottom blowing lances and (b) corresponding velocity vector diagram of molten steel flow in longitudinal section

圖3為爐底采用4支底吹槍對流場的影響，圖3(a)為底吹槍的布置示意圖，圖3(b)為圖3(a)中黑色粗線所在縱向截面流場的速度矢量圖。可見，當采用4支底吹槍對稱分布時，在熔池內(nèi)部形成了大的環(huán)流，減少了采用12支底吹槍造成的環(huán)流之間能量相互抵消，改善了攪拌效果。

圖3　(a)4支底吹槍布置示意圖及(b)其對應的爐內(nèi)縱截面鋼液流動速度矢量圖Fig.3　 (a) Schematic of layout of 4 bottom blowing lances and (b) corresponding velocity vector diagram of molten steel flow in longitudinal section

采用SEBC工藝后，在6 100爐次以上爐齡的條件下，底吹槍全程保持裸露，全爐役碳氧積平均值達到了0.002 0。圖4(a)為SEBC技術(shù)應用后爐齡末期底吹槍形貌，圖4(b)為SEBC技術(shù)應用前后全爐役碳氧積的變化情況。

4　橢圓浸漬管RH真空精煉技術(shù)

首鋼1號210 t真空RH爐于2016年投產(chǎn)，主要工藝參數(shù)是：圓形浸漬管內(nèi)徑為650 mm，真空度0.67 mbar，下抽氣能力為750 kg/h，提升氣體流量為2 000 NL/min時，0.67 mbar下循環(huán)流量為140 t/min。與2～4號RH相比，1號RH冶煉超低碳鋼時間長，如鋼水中的碳質(zhì)量分數(shù)由0.035%脫至0.001 5%以下的時間約3 min；去除微小夾雜物的效果差。

真空下循環(huán)流量是影響RH脫碳效率和去除夾雜物效果的主要因素之一。Kuwabara[6]提出的循環(huán)流量計算公式如下：

Q=114G1/3d4/3[ln(P0/P)]1/3

(6)

式中：G為提升氣體流量，m3/min；d為浸漬管管內(nèi)徑，m；P為真空室壓力，Pa；P0為大氣壓力，Pa。

從式(6)中可以看出，循環(huán)流量受提升氣體流量、浸漬管內(nèi)徑及真空室內(nèi)壓力的共同影響。隨著提升氣體流量的增加、浸漬管內(nèi)徑的增大和真空室壓力的降低，鋼液循環(huán)流量也隨之增大。當RH設備建成投產(chǎn)以后，受真空泵能力以及管道的限制，增加提升氣體流量和降低真空室極限真空度的可能性很小，而增大浸漬管內(nèi)徑則成為提高循環(huán)流量的唯一有效措施。但是，由于受鋼包內(nèi)徑的限制，圓形浸漬管無法持續(xù)擴大外徑，主要原因是增大后的浸漬管會剮蹭鋼包包沿。

為此，采用水力學模型和數(shù)值模擬的方法設計了用橢圓形浸漬管替代圓形浸漬管。橢圓浸漬管的長軸為1 150 mm、短軸為652 mm、當量直徑為866 mm，與原始圓形浸漬管相比，當量直徑提高了33%，面積提升了77%。圖5給出了水模型研究得到的不同浸漬管和真空度下提升氣體流量對循環(huán)流量的影響，可見，當真空室壓力為0.67 mbar、提升氣體流量為2 000 NL/min時，新型橢圓浸漬管將循環(huán)流量提升到了257 t/min，比圓形浸漬管提升了51%；當真空室壓力為40 mbar時，循環(huán)流量也提升了38%。

圖5　不同浸漬管和真空度下提升氣體 流量對循環(huán)流量的影響Fig.5　Influence of lifting flow rate on circulation rate for different dipping pipes and vacuum degrees

圖6給出了1號RH采用橢圓浸漬管精煉技術(shù)前、后的脫碳速率，可見快速脫碳階段的脫碳速率由圓形浸漬管的0.28 min- 1提升到了0.35 min- 1。冶煉超低碳鋼的真空時間縮短了4.0 min，脫氫至0.000 2%以下的時間縮短了3.7 min，合金均勻的時間縮短了3.0 min。

5　高拉速連鑄技術(shù)

首鋼京唐1號和3號連鑄機是高拉速連鑄機，設計的最大拉速為2.3 m/min，鑄機的冶金長度為43.5 m，配置了FC結(jié)晶器。隨著KR脫硫預處理、脫磷轉(zhuǎn)爐、脫碳轉(zhuǎn)爐、RH真空精煉等工序的高效化，高拉速連鑄已成為高效潔凈鋼生產(chǎn)工藝的瓶頸。此外，雖然我國的連鑄比已經(jīng)達到99%以上，但是傳統(tǒng)板坯的拉速與日韓等國的先進企業(yè)相比，還存在很大差距。如日本JFE公司福山廠連鑄LC和ULC鋼的拉速達到了3.0 m/min，韓國浦項光陽廠的拉速也達到了2.7 m/min[7- 9]。

圖6　RH浸漬管改造前、后的脫碳速率Fig.6　Decarburization rates for different types of dipping pipe

高拉速連鑄技術(shù)的主要難點是：1)拉速提高，保護渣的消耗量減少，坯殼與銅板之間潤滑變差，易發(fā)生粘接導致漏鋼；2)拉速提高，結(jié)晶器出口坯殼變薄，對鋼水靜壓力的抵抗變?nèi)酰装l(fā)生漏鋼事故；3)拉速提高，結(jié)晶器液面波動與表面流速增大，保護渣更易被卷入鋼中從而形成鋼板的表面缺陷；4)拉速提高，結(jié)晶器內(nèi)鋼液流股沖擊深度增大，大型夾雜物難以上浮，也增加了鋼板的表面缺陷。

為了攻克上述難點，高拉速連鑄技術(shù)開發(fā)包括以下關(guān)鍵點：

1)新型低黏度保護渣。與傳統(tǒng)拉速的保護渣相比，1 300 ℃下，保護渣的黏度由0.29 Pa·s降低為0.14 Pa·s，凝固溫度由1 043 ℃提高至1 085 ℃。較低黏度確保了保護渣的流入充分，較高的凝固溫度則提高了坯殼橫向冷卻的均勻性。采用新型保護渣后，拉速達到2.5 m/min，保護渣耗量為0.23 kg/m2，有效避免了粘接漏鋼。

2)設計了強冷結(jié)晶器。將結(jié)晶器寬面和窄面的水量分別提升至4 900和 600 L/min，確保水流速在9 m/s以上。采用該冷卻技術(shù)后，寬面和窄面熱流密度分別為2.05和1.82 MW/m2，確保了坯殼出結(jié)晶器的厚度達到9.5 mm。

3)結(jié)晶器內(nèi)鋼液流動控制技術(shù)。通過優(yōu)化結(jié)晶器電磁制動參數(shù)以及設計了-20°凹形浸入式水口(出口角度向下為負值)，有效地控制了鋼液在結(jié)晶器內(nèi)的流動，拉速為2.5 m/min時的液面波動控制在3 mm以內(nèi)。

為了驗證結(jié)晶器流動控制技術(shù)的有效性，開展了一個澆次逐爐提拉速的試驗，拉速由1.6 m/min均勻提升至2.5 m/min，每爐提升0.1 m/min。該澆次結(jié)晶器液面波動的情況見圖7，其中，前3爐拉速由1.6 m/min提升至1.8 m/min，電磁制動未投入，采用凸底、-15°水口。自第4爐開始，投入電磁制動，拉速由1.8 m/min提升至2.5 m/min，此時采用凹底、-15°水口。自第12爐開始，采用凹底、- 20°水口?？梢?，在拉速為1.8 m/min時，電磁制動和凹底水口明顯降低了結(jié)晶器液面波動，波動數(shù)值由最大±5 mm降低至±2 mm；當拉速從1.8 m/min提升至2.5 m/min時，結(jié)晶器液面波動加劇，由最大±2 mm迅速增加到±6 mm；采用凹底、-20°水口后，拉速為2.5 m/min時，液面波動由最大±6 mm回落到±3 mm。

圖7　結(jié)晶器流動控制技術(shù)對鋼液面波動的影響Fig.7　Influence of mold flow control technology on level fluctuation of molten steel

為了弄清楚高拉速對冷軋鋼板表面缺陷的影響，對不同拉速下冷軋鋼板卷渣和夾渣引起的表面缺陷指數(shù)進行了統(tǒng)計分析，結(jié)果見圖8(a)。以拉速1.0 m/min時冷軋鋼板卷渣和夾渣引起的表面缺陷發(fā)生率為指數(shù)1，隨著拉速增大，此類缺陷指數(shù)逐漸下降。當拉速達到2.5 m/min時，此類缺陷指數(shù)僅為0.2，即卷渣和夾渣引起的缺陷發(fā)生率降低了80%。其主要原因是拉速增加大大降低了連鑄坯皮下凝固鉤(hook)的深度，見圖8(b)，凝固鉤的深度由1.6 mm降低至0.4 mm。

圖8　(a)冷軋鋼板表面卷渣和夾渣類缺陷指數(shù)和(b)凝固鉤深度隨拉速的變化Fig.8　(a)Defect index of surface slag inclusion of cold- rolled steel sheet and (b) hook depth as a function of casting speed

6　倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)

角部橫裂紋是微合金化鋼連鑄坯的主要缺陷，前人對此缺陷的發(fā)生機制及控制措施進行了細致的研究[10- 13]，主要結(jié)論為橫裂紋是由于微合金化鋼第三脆性區(qū)的溫度區(qū)間大、斷后伸長率低造成的。鋼的成分、結(jié)晶器振動、連鑄坯在彎曲和矯直時的溫度以及連鑄機的設備精度是角橫裂紋發(fā)生的主要影響因素。

首鋼與鋼鐵研究總院聯(lián)合開發(fā)了倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)，該技術(shù)的出發(fā)點是提高連鑄坯角部溫度。在采用倒角結(jié)晶器后，角橫裂紋發(fā)生率大大降低。但是，在倒角面和上表面交界線附近卻容易發(fā)生縱裂紋，部分鑄坯在倒角面的皮下還容易出現(xiàn)與之垂直的皮下裂紋。

倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)的關(guān)鍵是：1)倒角面的長度和角度設計；2)倒角面的冷卻；3)結(jié)晶器和足輥段的錐度設計；4)倒角結(jié)晶器銅板的鍍層設計；5)倒角連鑄坯的切割技術(shù)。

倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)可用于生產(chǎn)低碳、超低碳鋼，低合金高強鋼，中碳鋼和高碳鋼等。采用該技術(shù)后，含Nb微合金化鋼的角橫裂紋發(fā)生率降低到了0.14%以下，最大拉速達到1.7 m/min，結(jié)晶器銅板壽命達到10.25萬t。不僅如此，倒角連鑄坯改善冷軋鋼板邊部翹皮缺陷的效果也十分顯著。

7　結(jié)論

(1)轉(zhuǎn)爐少渣煉鋼技術(shù)(SGRS)實現(xiàn)了對轉(zhuǎn)爐爐渣的高溫循環(huán)使用，轉(zhuǎn)爐煉鋼石灰、輕燒白云石消耗與爐渣排放量分別降低了45%、35%、31%以上。

(2)轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖痛礐O2技術(shù)實現(xiàn)了約7%的CO2混吹，終點爐渣中T.Fe質(zhì)量分數(shù)降低了3.6%、爐渣中P2O5質(zhì)量分數(shù)增加了0.63%、噸鋼煤氣量增加5.2 m3。

(3)穩(wěn)定高效轉(zhuǎn)爐底吹技術(shù)(SEBC)確保了全爐役轉(zhuǎn)爐高效底吹冶煉效果，平均碳氧積為0.002 0，有效提高了鋼水的初始潔凈度。

(4)橢圓浸漬管RH真空精煉技術(shù)實現(xiàn)了RH循環(huán)流量增加51%，冶煉超低碳鋼的脫碳時間縮短4.0 min。

(5)采用高拉速連鑄技術(shù)，將連鑄拉速提升至2.5 m/min，不僅實現(xiàn)了高效潔凈鋼平臺的貫通，還改善了冷軋鋼板表面質(zhì)量。

(6)倒角結(jié)晶器連鑄技術(shù)將產(chǎn)生角橫裂紋缺陷的含Nb微合金化鋼板坯的比例降低至0.14%以下，還減少了冷軋鋼板邊部翹皮缺陷的發(fā)生率。

[1] TURKDOGAN E.T. Assessment of P2O5activity coefficients in molten slags[J]. ISIJ International, 2000,40(10)：964- 970.

[2] TURKDOGAN E T. Fundamentals of Steelmaking [M]//London: Institute of Materials, 1996.

[3] 王新華，朱國森，李海波,等.氧氣轉(zhuǎn)爐“留渣+雙渣”煉鋼工藝技術(shù)研究[J].中國冶金，2013,23(4)：40- 46.

[4] 王新華.鋼鐵冶金- 煉鋼學[M]. 北京：高等教育出版社，2012.

[5] 呂明，朱榮，畢秀榮.二氧化碳在轉(zhuǎn)爐煉鋼中的應用研究[J].北京科技大學學報，2011 (S1) :126- 130.

[6] KUWABARA T. Investigation of decarburization behavior in RH- reactor and its operation improvement[J]. Transactions ISIJ, 1988, 28: 305- 314.

[7] MIYOSHI S, UCHIBORI H, FUKUTAKE A. High- speed continuous casting of steel for sheet [J]. Tetsu- to- Hagane, 1974, 60(7): 860- 867.

[8] SUZUKI M, NAKADA M. Perspectives of research on high- speed conventional slab continuous casting of carbon steels [J]. ISIJ International, 2001, 41(7): 670- 672.

[9] LEE S M, HWANG J Y, LEE S H, et al. Revamping of the No.2- 3 slab caster at Posco Gwangyang: design, start- up and initial operation results[J]. La Metallurgia Italiana, 2009 (1): 33- 38.

[10] AKIHIKO K, HIDEYUKI M and SINZO H. The mechanism of the internal oxidation layer along the surface crack on the slab [J]. Tetsu- to- Hagane, 1995, 81(1):51- 52.

[11] MINTZ B. The influence of composition on the hot ductility of steels and the problem of transverse cracking [J]. ISIJ International, 1999, 39(9): 833- 855.

[12] MINTZ B, ARROWSMITH J. M. Hot- ductility behavior of C- Mn- Nb- Al steels and its relationship to crack propagation during the straightening of continuously cast strand [J]. Metals Technology, 1979(1):24- 32.

[13] ZHU G S, ZHU Z Y, LIU J H. Control of corner transverse cracks of Nb- contained CC slabs [J].Iron and Steel, 2006, 41(12): 30- 32.