行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率

为揭示各种行波磁场铸流搅拌的电磁冶金效果，基于计算域分段法建立了断面1280 mm×200 mm板坯连铸电磁、流动、传热和凝固的耦合模型，利用电气参数和磁感应强度的实测值和预测值的对比验证了模型的可靠性。研究表明：行波磁场搅拌器因电磁推力的方向性特点在板坯二冷区搅拌过程中均表现有不同程度与特征的端部效应，辊后箱式搅拌器(Box-typed electromagnetic stirrer, B-EMS)的单侧安装形式导致板坯内弧侧磁感应强度远大于外弧侧，辊式搅拌器(Roller-typed electromagnetic stirrer, R-EMS)的对辊安装形式则使磁感应强度呈现对称分布。在400 kW和7 Hz的相同电气参数下，R-EMS的电流强度比B-EMS高75 A；尽管箱式电磁搅拌的有效作用区域较辊式电磁搅拌大，铸坯中心钢液过热耗散区域大，但辊式搅拌推动钢液冲刷凝固前沿形核作用则明显大于箱式搅拌。两者均具有较好的抑制柱状晶生长、促进凝固前沿等轴晶形核与发展的能力，将不锈钢板坯等轴晶率提高至45%的门槛值以上，其中间隔型反向辊式搅拌器下的等轴晶率比箱式搅拌高约17%。综合表明，基于行波磁场铸流搅拌的间隔型反向辊式搅拌器有望更好地消除铁素体不锈钢板材表面皱折缺陷。

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工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率肖红王璞兰芳李伟红唐海燕李爱武张家泉 Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings XIAO Hong.WANG Pu,LAN Fang.LI Wei-hong.TANG Hai-yan,LI Ai-wu,ZHANG Jia-quan 引用本文：肖红，王璞，兰芳，李伟红，唐海燕，李爱武，张家泉.行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率.工程科学学报，2021， 43(6:797-807.doi:10.13374.issn2095-9389.2021.02.09.001 XIAO Hong.WANG Pu,LAN Fang.LI Wei-hong.TANG Hai-yan,LI Ai-wu,ZHANG Jia-quan.Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings.Chinese Journal of Engineering,2021,43(6): 797-807.doi:10.13374.issn2095-9389.2021.02.09.001 在线阅读View online:https::/oi.org10.13374.issn2095-9389.2021.02.09.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 圆坯凝固末端电磁搅拌作用下的流动与传热行为 Melt flow and heat transfer at the crater end of round billet continuous casting using final electromagnetic stirring 工程科学学报.2019,41(6：748htps:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.006 凝固末端电磁搅拌和轻压下复合技术对大方坯高碳钢偏析和中心缩孔的影响 Effect of combining F-EMS and MSR on the segregation and shrinkage cavity in continuously cast high-carbon steel blooms 工程科学学报.2017,397)：996 https::/1doi.org/10.13374斩.issn2095-9389.2017.07.004 铝合金表面脉冲电磁场对半连续铸造晶粒的细化 Refining of a DC-casting aluminum alloy structure using surface electromagnetic pulsing 工程科学学报.2017,39(12：1828htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.12.008 Nb在高铝铁素体钢中的固溶析出行为 Solid solution and precipitation behavior of Nb in Al-bearing ferritic steels 工程科学学报.2019,41(7)：882 https:/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.07.006 202不锈钢中非金属夹杂物的形成机理 Formation mechanism of non-metallic inclusions in 202 stainless steel 工程科学学报.2019,41(12：1567htps:/oi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.12.18.004 AOD精炼双相不锈钢2101去碳保铬研究 Decarburization and chromium retention of AOD-refined duplex stainless steel 2101 工程科学学报.2020,42S:89htps:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.04.25.s06

行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率肖红王璞兰芳李伟红唐海燕李爱武张家泉 Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings XIAO Hong, WANG Pu, LAN Fang, LI Wei-hong, TANG Hai-yan, LI Ai-wu, ZHANG Jia-quan 引用本文: 肖红, 王璞, 兰芳, 李伟红, 唐海燕, 李爱武, 张家泉. 行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率[J]. 工程科学学报, 2021, 43(6): 797-807. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.02.09.001 XIAO Hong, WANG Pu, LAN Fang, LI Wei-hong, TANG Hai-yan, LI Ai-wu, ZHANG Jia-quan. Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(6): 797-807. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.02.09.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.02.09.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 圆坯凝固末端电磁搅拌作用下的流动与传热行为 Melt flow and heat transfer at the crater end of round billet continuous casting using final electromagnetic stirring 工程科学学报. 2019, 41(6): 748 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.006 凝固末端电磁搅拌和轻压下复合技术对大方坯高碳钢偏析和中心缩孔的影响 Effect of combining F-EMS and MSR on the segregation and shrinkage cavity in continuously cast high-carbon steel blooms 工程科学学报. 2017, 39(7): 996 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.07.004 铝合金表面脉冲电磁场对半连续铸造晶粒的细化 Refining of a DC-casting aluminum alloy structure using surface electromagnetic pulsing 工程科学学报. 2017, 39(12): 1828 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.12.008 Nb在高铝铁素体钢中的固溶析出行为 Solid solution and precipitation behavior of Nb in Al-bearing ferritic steels 工程科学学报. 2019, 41(7): 882 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.006 202不锈钢中非金属夹杂物的形成机理 Formation mechanism of non-metallic inclusions in 202 stainless steel 工程科学学报. 2019, 41(12): 1567 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.12.18.004 AOD精炼双相不锈钢2101去碳保铬研究 Decarburization and chromium retention of AOD-refined duplex stainless steel 2101 工程科学学报. 2020, 42(S): 89 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.25.s06

工程科学学报.第43卷，第6期：797-807.2021年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.6:797-807,June 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.02.09.001;http://cje.ustb.edu.cn 行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率肖红2)，王璞，兰芳，李伟红)，唐海燕)，李爱武)，张家泉)区 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)湖南中科电气股份有限公司磁电研究院，岳阳414000 区通信作者，E-mai:jqzhang@metall..ustb.edu.cn 摘要为揭示各种行波磁场铸流搅拌的电磁冶金效果，基于计算域分段法建立了断面1280mm×200mm板坯连铸电磁、流动、传热和凝固的耦合模型，利用电气参数和磁感应强度的实测值和预测值的对比验证了模型的可靠性.研究表明：行波磁场搅拌器因电磁推力的方向性特点在板坯二冷区搅拌过程中均表现有不同程度与特征的端部效应，辊后箱式搅拌器(Box typed electromagnetic stirrer,.B-EMS)的单侧安装形式导致板坯内弧侧磁感应强度远大于外弧侧，辊式搅拌器(Roller---typed electromagnetic stirrer,.R-EMS)的对辊安装形式则使磁感应强度呈现对称分布.在4O0kW和7Hz的相同电气参数下，R- EMS的电流强度比B-EMS高75A:尽管箱式电磁搅拌的有效作用区域较辊式电磁搅拌大，铸坯中心钢液过热耗散区域大，但辊式搅拌推动钢液冲刷凝固前沿形核作用则明显大于箱式搅拌.两者均具有较好的抑制柱状晶生长、促进凝固前沿等轴晶形核与发展的能力，将不锈钢板坯等轴晶率提高至45%的门槛值以上，其中间隔型反向辊式搅拌器下的等轴晶率比箱式搅拌高约17%.综合表明，基于行波磁场铸流搅拌的间隔型反向辊式搅拌器有望更好地消除铁素体不锈钢板材表面皱折缺陷. 关键词铁素体不锈钢：行波磁场：锟式电飚搅拌：箱式电磁搅拌：等轴品率分类号TF777.2 Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings XIAO Hong2.WANG Pu.LAN Fang.LI Wei-hong,TANG Hai-yan),LI Ai-w),ZHANG Jia-quan 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Magnetoelectric Research Institute,Hunan Zhongke Electric Co.,Ltd.,Yueyang 414000,China Corresponding author,E-mail:jqzhang @metall.ustb.edu.cn ABSTRACT Electromagnetic stirring of strands by a traveling-wave magnetic field is a cutting-edge continuous casting technology for eliminating the columnar crystal structure that tends to develop in stainless-and/or silicon-steel slab castings.The common ridging defect on the surface of ferritic stainless strip products has been found to be closely related to the well-developed as-cast columnar crystal structure.To explore the various electromagnetic properties of the traveling-wave magnetic fields applied to the secondary cooling zone of a slab casting strand,we used the segmented computational domain method to develop a coupled math model to analyze the electromagnetic,fluid flow,heat transfer,and solidification behaviors,which had been previously determined in an electromagnetic measurement experiment to be a valid approach.The modeling analysis results regarding the traveling-wave magnetic fields show that molten steel stirring has some effect on the end of the slab strand.We also found that the intensity of the magnetic induction when using a box-type electromagnetic stirrer(B-EMS)is much greater on the inside of the strand than on the outside,as compared with its 收稿日期：2020-02-09 基金项目：国家自然科学基金资助项目(U1860111.51874033):国家重点研发计划资助项目(016YEB0601302):湖南省科技计划资助项目 (2019RS2065)

行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率肖红1,2)，王璞1)，兰芳2)，李伟红2)，唐海燕1)，李爱武2)，张家泉1) 苣 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 湖南中科电气股份有限公司磁电研究院，岳阳 414000 苣通信作者，E-mail：jqzhang@metall.ustb.edu.cn 摘要为揭示各种行波磁场铸流搅拌的电磁冶金效果，基于计算域分段法建立了断面 1280 mm×200 mm 板坯连铸电磁、流动、传热和凝固的耦合模型，利用电气参数和磁感应强度的实测值和预测值的对比验证了模型的可靠性. 研究表明：行波磁场搅拌器因电磁推力的方向性特点在板坯二冷区搅拌过程中均表现有不同程度与特征的端部效应，辊后箱式搅拌器 (Boxtyped electromagnetic stirrer, B-EMS) 的单侧安装形式导致板坯内弧侧磁感应强度远大于外弧侧，辊式搅拌器 (Roller-typed electromagnetic stirrer, R-EMS) 的对辊安装形式则使磁感应强度呈现对称分布. 在 400 kW 和 7 Hz 的相同电气参数下，REMS 的电流强度比 B-EMS 高 75 A；尽管箱式电磁搅拌的有效作用区域较辊式电磁搅拌大，铸坯中心钢液过热耗散区域大，但辊式搅拌推动钢液冲刷凝固前沿形核作用则明显大于箱式搅拌. 两者均具有较好的抑制柱状晶生长、促进凝固前沿等轴晶形核与发展的能力，将不锈钢板坯等轴晶率提高至 45% 的门槛值以上，其中间隔型反向辊式搅拌器下的等轴晶率比箱式搅拌高约 17%. 综合表明，基于行波磁场铸流搅拌的间隔型反向辊式搅拌器有望更好地消除铁素体不锈钢板材表面皱折缺陷. 关键词铁素体不锈钢；行波磁场；辊式电磁搅拌；箱式电磁搅拌；等轴晶率分类号 TF777.2 Stirring strands via traveling-wave magnetic fields to increase the equiaxed crystal ratio of stainless-steel slab castings XIAO Hong1,2) ，WANG Pu1) ，LAN Fang2) ，LI Wei-hong2) ，TANG Hai-yan1) ，LI Ai-wu2) ，ZHANG Jia-quan1) 苣 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Magnetoelectric Research Institute, Hunan Zhongke Electric Co., Ltd., Yueyang 414000, China 苣 Corresponding author, E-mail: jqzhang@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT Electromagnetic stirring of strands by a traveling-wave magnetic field is a cutting-edge continuous casting technology for eliminating the columnar crystal structure that tends to develop in stainless- and/or silicon-steel slab castings. The common ridging defect on the surface of ferritic stainless strip products has been found to be closely related to the well-developed as-cast columnar crystal structure. To explore the various electromagnetic properties of the traveling-wave magnetic fields applied to the secondary cooling zone of a slab casting strand, we used the segmented computational domain method to develop a coupled math model to analyze the electromagnetic, fluid flow, heat transfer, and solidification behaviors, which had been previously determined in an electromagnetic measurement experiment to be a valid approach. The modeling analysis results regarding the traveling-wave magnetic fields show that molten steel stirring has some effect on the end of the slab strand. We also found that the intensity of the magnetic induction when using a box-type electromagnetic stirrer (B-EMS) is much greater on the inside of the strand than on the outside, as compared with its 收稿日期: 2020−02−09 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（U1860111，51874033）；国家重点研发计划资助项目（016YEB0601302）；湖南省科技计划资助项目（2019RS2065）工程科学学报，第 43 卷，第 6 期：797−807，2021 年 6 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 6: 797−807, June 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.02.09.001; http://cje.ustb.edu.cn

·798 工程科学学报，第43卷.第6期 symmetric behavior when applying a roller-type electromagnetic stirrer(R-EMS).At an electrical power of 400 kW and frequency of 7 Hz,the current intensity of the R-EMS is higher than that of the B-EMS by 75 A,achieving a more efficient stirring effect for promoting equiaxed crystal nucleation in front of the solidified shell.In casting experiments in a stainless-steel slab caster,both the B- EMS and R-EMS are found to inhibit the growth of columnar crystals through nucleation of the heads of the dendrites,which realizes an equiaxed crystal ratio of the slab casting 45%higher than its threshold value.In addition,an R-MES with two pairs of rollers using inverse thrust EMS forces can produce an equiaxed crystal ratio 17%higher than that achieved by the B-EMS,and can thus be used in the casting production of ferritic stainless steels to obtain final strip products with no ridging defects KEY WORDS ferritic stainless steel;traveling-wave magnetic field;roller-type electromagnetic stirrer;box-type electromagnetic stirrer;equiaxed crystal ratio 铁素体不锈钢是一类节镍经济型铬系不锈随着电磁搅拌器安装位置的下移，可以在过热度钢，具有很好的耐均匀腐蚀、耐点蚀和应力腐蚀性波动条件下也能获得较高的等轴品率.有鉴于此，能，应用广泛.由于其导热性好、凝固温区窄且多基于结晶器下部二冷区电磁搅拌提高板坯等轴晶没有固态相变，凝固过程极易产生粗大的柱状晶率、进而改善不锈钢抗皱性能的研究开始受到国组织川现有研究表明，各向异性柱状晶铸态组织内外冶金工作者的重视)然而，连俦板坯断面宽对其后续板材加工性能具有不良影响，是导致铁厚比大、铸机设备复杂，在二冷区铸机辊列间设计素体不锈钢冷轧或深冲加工过程常见皱折或瓦楞与安装合适的电磁搅拌器技术难度较大，至今也状缺陷(Wrinkling/ridging defect)的重要原因只有少数几个电气工程公司可以独立开发，如欧 Hamada等B-研究指出，柱状晶热轧后形成的带洲ABB、Rotelec以及我国的中科电气等.其中，行状织构可能是这类产品发生皱折缺陷的诱因，提波磁场搅拌器可以在铸坯凝固前沿产生较强的横高铸坯等轴晶组织比例则可以改善产品的表面质向电磁推力、抑制柱状晶生长，是当前发展板坯铸量.实践表明，板坯等轴晶率(Equiaxed crystal ratio, 流电磁搅拌的主导技术.基于搅拌器线圈设计和 ECR)若能提高到45%以上则可基本消除其冷轧安装形式的差异，当前主要有新日铁DKS的插入材成形加工的皱折缺陷. 式辊间搅拌器、ABB辊后箱式搅拌器和Rotelec辊然而，常规连铸生产工艺中，通过诸如降低浇式搅拌器等，由于DKS的安装需要对铸机二冷铸过热度、弱化冷却，乃至常规的结晶器电磁搅拌扇形段辊列结构进行较大改造，箱式和辊式成为等均很难有效提高铁素体不锈钢板坯等轴晶率阿目前最受关注的连铸板坯二冷区搅拌器.Barna等近年来，在结品器下部的连铸二冷辊列区使用铸研究了辊后箱式搅拌器作用下铸坯内部钢液的流流电磁搅拌，尤其是使用能产生横向电磁推力的动情况，揭示了其具有在铸坯内外弧产生不对称行波磁场搅拌来抑制板坯连铸柱状晶生长已成为磁场分布的特征.本文作者提出了一种辊式搅国内外关注的重点，并已在不锈钢、硅钢等凝固柱拌器的两对辊结构，认为其不仅具有较低的装备状晶倾向较大钢种连铸生产中得到不同程度的应成本，也具有较大的有效搅拌区域和凝固前沿冲用门.深入研究各种行波磁场电磁搅拌机理、冶金刷速度：这将有利于促进铸坯中心钢液过热耗散、效果，以实现铸坯等轴品率的稳定提高已成为行有效地促进等轴晶生成.张开等对比了几种辊业十分关注的问题式搅拌器安装形式对磁场和流场的影响，发现相 Burden等图早期研究指出，凝固过程中一定邻安装的电磁辊电磁力最大但搅拌区域较小的流体流动可耗散钢液过热度、熔断枝晶，促进等当前生产应用中，选择箱式还是辊式搅拌，以轴晶形核.Itoh等9发现在430铁素体不锈钢连铸及辊式搅拌如何配置还存在一定的盲目性.基于坯生产过程中施加机械振动，可以促进枝晶游离、行波磁场特性及其电磁流体动力学分析，合理设提高铸坯等轴晶率；并发现在低过热度浇铸过程计与选用板坯二冷区铸流电磁搅拌至今仍鲜有报的机械振动能够将铸坯等轴晶率提高到很高的程道.本研究通过建立分段电磁-流动-传热和凝固度，但实际生产中钢水过热度过低会造成浇铸不耦合模型，揭示基于行波磁场的不同搅拌方式对畅乃至水口冷凝堵塞等现象而影响连铸顺行不锈钢板坯二冷区内冶金传输行为的影响，并通 Takeuchi-和Ujiie等Ia研究了过热度和电磁搅过实验验证模型的预测，以期为提高铸坯内部等拌对430不锈钢铸坯等轴晶率的综合影响，发现轴晶率、改善不锈钢产品表面质量提供理论与实

symmetric behavior when applying a roller-type electromagnetic stirrer (R-EMS). At an electrical power of 400 kW and frequency of 7 Hz, the current intensity of the R-EMS is higher than that of the B-EMS by 75 A, achieving a more efficient stirring effect for promoting equiaxed crystal nucleation in front of the solidified shell. In casting experiments in a stainless-steel slab caster, both the BEMS and R-EMS are found to inhibit the growth of columnar crystals through nucleation of the heads of the dendrites, which realizes an equiaxed crystal ratio of the slab casting 45% higher than its threshold value. In addition, an R-MES with two pairs of rollers using inverse thrust EMS forces can produce an equiaxed crystal ratio 17% higher than that achieved by the B-EMS, and can thus be used in the casting production of ferritic stainless steels to obtain final strip products with no ridging defects. KEY WORDS ferritic stainless steel； traveling-wave magnetic field； roller-type electromagnetic stirrer； box-type electromagnetic stirrer；equiaxed crystal ratio 铁素体不锈钢是一类节镍经济型铬系不锈钢，具有很好的耐均匀腐蚀、耐点蚀和应力腐蚀性能，应用广泛. 由于其导热性好、凝固温区窄且多没有固态相变，凝固过程极易产生粗大的柱状晶组织[1] . 现有研究表明，各向异性柱状晶铸态组织对其后续板材加工性能具有不良影响，是导致铁素体不锈钢冷轧或深冲加工过程常见皱折或瓦楞状缺陷（ Wrinkling /ridging defect）的重要原因 [2] . Hamada 等[3−5] 研究指出，柱状晶热轧后形成的带状织构可能是这类产品发生皱折缺陷的诱因，提高铸坯等轴晶组织比例则可以改善产品的表面质量. 实践表明，板坯等轴晶率（Equiaxed crystal ratio, ECR）若能提高到 45% 以上则可基本消除其冷轧材成形加工的皱折缺陷. 然而，常规连铸生产工艺中，通过诸如降低浇铸过热度、弱化冷却，乃至常规的结晶器电磁搅拌等均很难有效提高铁素体不锈钢板坯等轴晶率[6] . 近年来，在结晶器下部的连铸二冷辊列区使用铸流电磁搅拌，尤其是使用能产生横向电磁推力的行波磁场搅拌来抑制板坯连铸柱状晶生长已成为国内外关注的重点，并已在不锈钢、硅钢等凝固柱状晶倾向较大钢种连铸生产中得到不同程度的应用[7] . 深入研究各种行波磁场电磁搅拌机理、冶金效果，以实现铸坯等轴晶率的稳定提高已成为行业十分关注的问题. Burden 等[8] 早期研究指出，凝固过程中一定的流体流动可耗散钢液过热度、熔断枝晶，促进等轴晶形核. Itoh 等[9] 发现在 430 铁素体不锈钢连铸坯生产过程中施加机械振动，可以促进枝晶游离、提高铸坯等轴晶率；并发现在低过热度浇铸过程的机械振动能够将铸坯等轴晶率提高到很高的程度，但实际生产中钢水过热度过低会造成浇铸不畅乃至水口冷凝堵塞等现象而影响连铸顺行. Takeuchi[10−11] 和 Ujiie 等[12] 研究了过热度和电磁搅拌对 430 不锈钢铸坯等轴晶率的综合影响，发现随着电磁搅拌器安装位置的下移，可以在过热度波动条件下也能获得较高的等轴晶率. 有鉴于此，基于结晶器下部二冷区电磁搅拌提高板坯等轴晶率、进而改善不锈钢抗皱性能的研究开始受到国内外冶金工作者的重视[13] . 然而，连铸板坯断面宽厚比大、铸机设备复杂，在二冷区铸机辊列间设计与安装合适的电磁搅拌器技术难度较大，至今也只有少数几个电气工程公司可以独立开发，如欧洲 ABB、Rotelec 以及我国的中科电气等. 其中，行波磁场搅拌器可以在铸坯凝固前沿产生较强的横向电磁推力、抑制柱状晶生长，是当前发展板坯铸流电磁搅拌的主导技术. 基于搅拌器线圈设计和安装形式的差异，当前主要有新日铁 DKS 的插入式辊间搅拌器、ABB 辊后箱式搅拌器和 Rotelec 辊式搅拌器等[14] . 由于 DKS 的安装需要对铸机二冷扇形段辊列结构进行较大改造，箱式和辊式成为目前最受关注的连铸板坯二冷区搅拌器. Barna 等[15] 研究了辊后箱式搅拌器作用下铸坯内部钢液的流动情况，揭示了其具有在铸坯内外弧产生不对称磁场分布的特征. 本文作者[16] 提出了一种辊式搅拌器的两对辊结构，认为其不仅具有较低的装备成本，也具有较大的有效搅拌区域和凝固前沿冲刷速度；这将有利于促进铸坯中心钢液过热耗散、有效地促进等轴晶生成. 张开等[17] 对比了几种辊式搅拌器安装形式对磁场和流场的影响，发现相邻安装的电磁辊电磁力最大但搅拌区域较小. 当前生产应用中，选择箱式还是辊式搅拌，以及辊式搅拌如何配置还存在一定的盲目性. 基于行波磁场特性及其电磁流体动力学分析，合理设计与选用板坯二冷区铸流电磁搅拌至今仍鲜有报道. 本研究通过建立分段电磁‒流动‒传热和凝固耦合模型，揭示基于行波磁场的不同搅拌方式对不锈钢板坯二冷区内冶金传输行为的影响，并通过实验验证模型的预测，以期为提高铸坯内部等轴晶率、改善不锈钢产品表面质量提供理论与实 · 798 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 799· 验依据为辊式搅拌器(Roller--typed electromagnetic stirrer, 1模型建立 R-EMS).不同于常用的电磁旋转搅拌器，这类行波磁场搅拌器可以产生沿板坯宽向的较强电磁推基于实际生产所用弧形半径为8m、1280mm× 力，更容易均匀地打断坯壳凝固前沿的柱状晶，促 200mm断面直弧型不锈钢板坯连铸机，研究铸流进柱状晶向等轴晶转变.其中，辊式行波搅拌器按二冷区不同形式与电磁推力特征行波磁场搅拌器电磁辊设计、在铸流上布置与电磁推力特征，又分的冶金效果，搅拌器在铸流二冷区的安装形式如为相邻辊同向推力型(R-EMS-2)、间隔辊同向推力图1所示.按搅拌器结构形式，一种为箱式搅拌器型(R-EMS-T)和间隔辊反向推力型(R-EMS-F),如 (Box-typed electromagnetic stirrer,.B-EMS),另一种图2所示 (a) Mold (b) Mold Segment 1 Segment 1 -Segment 2 Segment 2 1 Segment 3 Segment 3 Segment 4 Segment 4 图1搅拌器类型及其在板坯铸流中安装形式.(a)箱式搅拌器：(b)辊式搅拌器 Fig.1 Schematic of the strand stirrer type and installation:(a)B-EMS (b)R-EMS (a) (b) (c) (d) 图2搅拌器布置与电磁推力特征.(a)箱式：(b)相邻辊同向推力型：(c)间隔辊同向推力型：(d)间隔辊反向推力型 Fig.2 Schematic of the stirrer location and electromagnetic force:(a)B-EMS;(b)R-EMS-2;(c)R-EMS-T;(d)R-EMS-F 为了分析上述不同搅拌形式及其搅拌工艺参1.1模型基本假设数对板坯连铸与凝固过程流动、传热、凝固与电 (1)为了稳定发挥二冷铸流搅拌的效果，分析磁作用规律的影响，结合铸流特征采用计算域分板坯连铸过程的恒拉速稳态浇铸阶段，全铸流液段法建立1280mm×200mm断面1Cr17铁素体不芯钢液流动采用低雷诺数k-ε湍流模型描述8-1，锈钢连铸板坯电磁、流动、传热和凝固的耦合模 (2)钢液热物性按常数处理，同时忽略凝固收型，并重点研究不同类型行波磁场铸流搅拌的作缩和固态相变潜热的影响；用效果.其中，行波磁场电磁搅拌模型主要包括线 (3)板坯连铸二冷区搅拌过程中，钢液流动产圈、铁芯、铸坯和相关间隙空气域生的磁雷诺数m《1,故可简化为磁场作用在流

验依据. 1 模型建立基于实际生产所用弧形半径为 8 m、1280 mm× 200 mm 断面直弧型不锈钢板坯连铸机，研究铸流二冷区不同形式与电磁推力特征行波磁场搅拌器的冶金效果，搅拌器在铸流二冷区的安装形式如图 1 所示. 按搅拌器结构形式，一种为箱式搅拌器 (Box-typed electromagnetic stirrer, B-EMS)，另一种为辊式搅拌器 (Roller-typed electromagnetic stirrer, R-EMS). 不同于常用的电磁旋转搅拌器，这类行波磁场搅拌器可以产生沿板坯宽向的较强电磁推力，更容易均匀地打断坯壳凝固前沿的柱状晶，促进柱状晶向等轴晶转变. 其中，辊式行波搅拌器按电磁辊设计、在铸流上布置与电磁推力特征，又分为相邻辊同向推力型 (R-EMS-2)、间隔辊同向推力型 (R-EMS-T) 和间隔辊反向推力型 (R-EMS-F)，如图 2 所示. Mold (a)4130 mm 4000 mm 3870 mm Segment 1 Segment 2 Segment 3 Segment 4 5200 mm 4130 mm 3870 mm 3800 mm Mold Segment 1 Segment 2 Segment 3 Segment 4 (b) 图 1 搅拌器类型及其在板坯铸流中安装形式. （a）箱式搅拌器；（b）辊式搅拌器 Fig.1 Schematic of the strand stirrer type and installation: (a) B-EMS (b) R-EMS (a) (b) (c) (d) Z X Y 图 2 搅拌器布置与电磁推力特征. （a）箱式；（b）相邻辊同向推力型；（c）间隔辊同向推力型；（d）间隔辊反向推力型 Fig.2 Schematic of the stirrer location and electromagnetic force: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2; (c) R-EMS-T; (d) R-EMS-F 为了分析上述不同搅拌形式及其搅拌工艺参数对板坯连铸与凝固过程流动、传热、凝固与电磁作用规律的影响，结合铸流特征采用计算域分段法建立 1280 mm×200 mm 断面 1Cr17 铁素体不锈钢连铸板坯电磁、流动、传热和凝固的耦合模型，并重点研究不同类型行波磁场铸流搅拌的作用效果. 其中，行波磁场电磁搅拌模型主要包括线圈、铁芯、铸坯和相关间隙空气域. 1.1 模型基本假设（1）为了稳定发挥二冷铸流搅拌的效果，分析板坯连铸过程的恒拉速稳态浇铸阶段，全铸流液芯钢液流动采用低雷诺数 k-ε 湍流模型描述[18−19] ；（2）钢液热物性按常数处理，同时忽略凝固收缩和固态相变潜热的影响； Rm ≪ 1 （3）板坯连铸二冷区搅拌过程中，钢液流动产生的磁雷诺数，故可简化为磁场作用在流肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 · 799 ·

800 工程科学学报，第43卷，第6期动上的单相耦合； (uiH) (4)搅拌器铁芯、钢液电导率和磁导率等物性 keff axi (13) 参数设为常数，同时假设钢液密度符合Boussinesq H=hretT CpdT+fL (14) 近似，采用时均电磁力代替其瞬态值此外，为了便于全铸流分段计算模拟过程数式中：P为压强，Pa;er为有效黏度系数，kgms; 据的传递和后处理，将二冷区弧形段等效为同尺 g为重力加速度，ms3;f和Cu为低雷诺数湍流双方度垂直形状程模型常数；山为层流黏度，kgms;4为湍流黏 1.2控制方程度，kgms;FB为热浮力；B为热膨胀系数，K; 1.2.1电磁场 T为当地温度，K;T为液相线温度，K;Sp为描述凝固两相糊状区渗流率的达西源项；Amush为糊状区 x正- (1) Ot 常数，设为5×10；C为0.0001；u为钢液流速，ms; 为拉速，ms;万为液相分率：T为固相线温度， V×B=0 (2) K:H为系统总格；kr为有效导热系数，k=k+p, 7=x3 (3) c为比定压热容，JkgK；L为凝固潜热，Jkg; hef为参考温度Trer下的参考热晗；Pn为湍流普朗了=（正 (4) 特数，设为0.85 式中：V为哈密顿算子；E为电场强度，Vm;B为 1.3边界条件磁感应强度，T:为时间，s:了为电流密度，Am2; 1.3.1电磁场 μ为磁导率，Hm;σ为电导率，Sm (1)B-EMS共有6个线圈，分别加载三相交流时均电磁力：电，各相电流相位差为120°； F压=Re7x (2)R-EMS每根辊中间有3个大线圈，两端含 (5) 有2个小线圈，分别加载两相交流电，各相电流相式中：F为时均电磁力，Nm;为钢液中感应电位差为90°；流密度，Am2;Re表示对复数计算结果取实数部分 (3)磁力线与包围在搅拌器外的空气单元表 1.22流动与凝固面平行； apui） (4)线圈与铁芯之间设为绝缘边界条件 =0 (6) axj 1.3.2流动与凝固式中：p为密度，kgm;u为流股在x方向速度分 (I)计算域入口：利用Fluent中的Profile模块量，ms 载入第一段计算域出口的速度、湍流、温度和液相分率等数据信息作为入口边界条件0 ()=(P)+ucui+lucou (2)计算域出口：采用充分发展边界条件，沿 0x对j + 出口法线方向的所有物理量梯度为零； p8+FB+FE+Sp (3)壁面：根据二冷水量由经验公式计算获得 (7) 板坯表面对流换热系数 lef=凸+山 (8) 1.4模拟过程 k2 H-pf.Cw 自结晶器钢水弯月面向下沿铸流建立分段三 (9) 维网格化计算模型.其中，结品器及足辊区因没有 FB P8B(T-T1) (10) 电磁力作用，仅计算其凝固和钢液流动信息.流体计算采用六面体网格，并在凝固和传输强度激烈 5pAmmsk(u-up) (11) 区域进行网格加密，第一层设置为0.5mm,增长率 Γ(f3+) 保持1.05.采用笛卡尔坐标系，X、Y分别对应铸坯 1 T≥T 的窄面和宽面，Z为拉坯方向.本研究主要关注铸 =1-天 T-Ts Ts<T<T (12) 流二冷区不同类型电磁搅拌作用下的电磁流体动 TI-Ts 力学效果及其差异，搅拌器之上计算域结果分析 T≤T 在此不再描述，结晶器区域的模型描述详见相关

动上的单相耦合；（4）搅拌器铁芯、钢液电导率和磁导率等物性参数设为常数，同时假设钢液密度符合 Boussinesq 近似，采用时均电磁力代替其瞬态值. 此外，为了便于全铸流分段计算模拟过程数据的传递和后处理，将二冷区弧形段等效为同尺度垂直形状. 1.2 控制方程 1.2.1 电磁场 ∇ ×−→E = − ∂ −→B ∂t （1） ∇ ×−→B = 0 （2） −→J = ∇ × −→B µ （3） −→J = σ( −→E) （4） ∇ −→E −→B t −→J µ σ 式中：为哈密顿算子；为电场强度，V·m−1 ；为磁感应强度，T；为时间，s；为电流密度，A·m−2 ；为磁导率，H·m−1 ；为电导率，S·m−1 . 时均电磁力： FE= 1 2 Re(−→j × −→B) （5） FE −→j Re 式中：为时均电磁力，N·m−3 ；为钢液中感应电流密度，A·m−2 ；表示对复数计算结果取实数部分. 1.2.2 流动与凝固 ∂(ρuj) ∂x j = 0 （6）式中： ρ 为密度，kg·m uj xj −3 ；为流股在方向速度分量，m·s−1 . ρ ∂(uiuj) ∂xj = − ∂(P) ∂x j + ∂ ∂xj ( µeff ∂ui ∂xj ) + ∂ ∂xi ( µeff ∂uj ∂xi ) + ρg+ FB + FE +S P （7） µeff = µl +µt （8） µt=ρ fµCµ k 2 ε （9） FB = ρgβ(T −Tl) （10） S P= (1− fl) 2 (fl 3 +ζ) Amush(u−up) （11） fl = 1− fs =    1 T ⩾ Tl T −Ts Tl −Ts Ts < T < Tl 0 T ⩽ Ts （12） ρ ∂(uiH) ∂xj = ∂ ∂xi ( keff ∂T ∂xi ) （13） H = href + w T Tref cpdT + flL （14） P µeff g fµ Cµ µl µt FB β T Tl S P Amush u up fl Ts keff keff=kl + cpµt Prt cp L href Tref Prt 式中：为压强，Pa；为有效黏度系数，kg·m−1·s−1 ；为重力加速度，m·s−2 ；和为低雷诺数湍流双方程模型常数；为层流黏度，kg·m−1·s−1 ；为湍流黏度， kg·m−1·s−1 ；为热浮力；为热膨胀系数，K −1 ；为当地温度，K；为液相线温度，K；为描述凝固两相糊状区渗流率的达西源项；为糊状区常数，设为 5×108 ；ζ 为 0.0001；为钢液流速，m·s−1 ；为拉速，m·s−1 ；为液相分率；为固相线温度， K；H 为系统总焓；为有效导热系数，；为比定压热容， J·kg−1·K−1 ；为凝固潜热， J·kg−1 ；为参考温度下的参考热晗；为湍流普朗特数，设为 0.85. 1.3 边界条件 1.3.1 电磁场（1）B-EMS 共有 6 个线圈，分别加载三相交流电，各相电流相位差为 120°；（2）R-EMS 每根辊中间有 3 个大线圈，两端含有 2 个小线圈，分别加载两相交流电，各相电流相位差为 90°；（3）磁力线与包围在搅拌器外的空气单元表面平行；（4）线圈与铁芯之间设为绝缘边界条件. 1.3.2 流动与凝固（1）计算域入口：利用 Fluent 中的 Profile 模块载入第一段计算域出口的速度、湍流、温度和液相分率等数据信息作为入口边界条件[20] . （2）计算域出口：采用充分发展边界条件，沿出口法线方向的所有物理量梯度为零；（3）壁面：根据二冷水量由经验公式计算获得板坯表面对流换热系数[21] . 1.4 模拟过程自结晶器钢水弯月面向下沿铸流建立分段三维网格化计算模型. 其中，结晶器及足辊区因没有电磁力作用，仅计算其凝固和钢液流动信息. 流体计算采用六面体网格，并在凝固和传输强度激烈区域进行网格加密，第一层设置为 0.5 mm，增长率保持 1.05. 采用笛卡尔坐标系，X、Y 分别对应铸坯的窄面和宽面，Z 为拉坯方向. 本研究主要关注铸流二冷区不同类型电磁搅拌作用下的电磁流体动力学效果及其差异，搅拌器之上计算域结果分析在此不再描述，结晶器区域的模型描述详见相关 · 800 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 801 已发表的研究四.为体现电磁力作用范围的完整敛标准设定为能量残差小于10'，其他变量残差小性及其湍流的充分发展，选取搅拌器所在的自弯于10板坯1Cr17不锈钢主要成分如表1所示，月面2~7m一段二冷区作为本研究的计算域计算所用的热物性参数和连铸工艺参数如表2 其中，采用ANSOFT Maxwell模拟得到计算域的电所示. 磁场数据，通过Fluent软件计算二冷区稳态下的流动、传热与凝固信息，将Fluent中的节点坐标信表11C17铁素体不锈钢主要化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of 1Cr17 stainless steel 息载入Maxwell并利用坐标插值算法提取时均电 C Cr Ni Mn 磁力，最后利用源项用户自定义子程序(User P define function,UDF)将电磁力加载到动量方程，收 ≤0.1217≤0.6≤1.25 ≤0.035 ≤0.03≤0.75 表2计算用1Cr17不锈钢热物性参数和连铸工艺参数 Table 2 Parameter values of 1Cr17 stainless-steel thermophysical properties and continuous casting practice Parameters Value Parameters Value Slab cross section/mm" 1280×200 Liquidus temperature/K 1768 Distance to meniscus of B-EMS/m 4.0 Solidus temperature/K 1703 Distance to meniscus of R-EMS/m 3.8,4.09,and5.2 Specific heat/(J-kg.K) 720 Relative permeability of each material 1 Latent heat of solidification/(Jkg) 272000 Relative permeability of iron core 1000 Superheat degree/K 30 Conductivity of molten steel/(S-m) 7.14×105 Molten steel density/(kg'm) 7200 Specific water flow/(Lkg) 0.4 Molten steel viscosity/(kg ms) 0.0055 Casting speed/(m-min) 0.9 Thermal conductivity of molten steel/(W.mK-) 32 对流动和凝固模型的网格进行了无关性检信号处理模式的特斯拉计测量了搅拌器的磁感应验，分别设置了4组不同计算节点数量的网格，即强度.图4为电流=500A,频率戶7Hz箱式和辊 116×10°、212×103、370×104和508×101，在无搅拌器式相邻型同向搅拌器下铸坯宽面中心线上的磁感条件下计算二冷区窄面中心坯壳沿拉坯方向的分应强度计算值和测量值比对情况.由图可见，磁感布，如图3.结果表明，网格节点数量大于370×103 应强度的测量值与计算值高度吻合，说明所建立后，坯壳厚度分布差异相对小，网格数量对计算结的电磁场模型准确可靠果的影响明显减弱，因此最终计算采用节点数量此外，图5为箱式和辊式相邻型同向搅拌器的为370×10的网格电流-电压关系伏安特性测量值和预测值以及电流-功率关系.由图5(a)可见，两种搅拌器的电压 60 116×10 nodes 212×10 nodes 与电流都呈线性关系.其中，电压的实测值略低于目50 370x10 nodes 508×10'nodes 预测值的主要原因应该与测量导线具有一定的欧 40 姆损耗有关，但总体误差都不超过5%，从而进一步验证电磁模型可靠性.由图5(b)可知，在额定功 30 率和频率为400kW和7Hz的情况下，箱式和辊式 20 搅拌器的运行电流分别为425A和500A,即在相同的电气成本下，箱式搅拌器的电流比辊式的要 4 5 Distance from the meniscus/m 小，从而可能导致其搅拌强度也低于辊式国3不同节点数量网格下计算的坯壳分布曲线箱式和辊式电磁搅拌都是基于行波磁场特性 Fig.3 Shell thickness curves for different grid nodes 用于板坯连铸二冷区对凝固前沿钢液实施强推力搅拌的常用设备，其电磁搅拌磁感应强度分布特 2结果分析与讨论征如图6所示.由于搅拌器铁芯为直线式以构成 2.1电磁结果磁感应强度行波式运动，可见箱式电磁搅拌的磁为了验证模型的可靠性，采用LakeShore数字感应强度是从N极出发穿过铸坯从S极返回到搅

已发表的研究[22] . 为体现电磁力作用范围的完整性及其湍流的充分发展，选取搅拌器所在的自弯月面 2～7 m 一段二冷区作为本研究的计算域. 其中，采用 ANSOFT Maxwell 模拟得到计算域的电磁场数据，通过 Fluent 软件计算二冷区稳态下的流动、传热与凝固信息，将 Fluent 中的节点坐标信息载入 Maxwell 并利用坐标插值算法提取时均电磁力，最后利用源项用户自定义子程序 (User define function, UDF) 将电磁力加载到动量方程，收敛标准设定为能量残差小于 10−7，其他变量残差小于 10−4 . 板坯 1Cr17 不锈钢主要成分如表 1 所示，计算所用的热物性参数和连铸工艺参数如表 2 所示. 表 1 1Cr17 铁素体不锈钢主要化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of 1Cr17 stainless steel % C Cr Ni Mn P S Si ≤0.12 17 ≤0.6 ≤1.25 ≤0.035 ≤0.03 ≤0.75 表 2 计算用 1Cr17 不锈钢热物性参数和连铸工艺参数 Table 2 Parameter values of 1Cr17 stainless-steel thermophysical properties and continuous casting practice Parameters Value Parameters Value Slab cross section/mm2 1280×200 Liquidus temperature/K 1768 Distance to meniscus of B-EMS/m 4.0 Solidus temperature/K 1703 Distance to meniscus of R-EMS/m 3.8, 4.09, and 5.2 Specific heat/(J·kg−1·K−1) 720 Relative permeability of each material 1 Latent heat of solidification/(J·kg−1) 272000 Relative permeability of iron core 1000 Superheat degree/K 30 Conductivity of molten steel/(S·m−1) 7.14×105 Molten steel density/(kg·m−3) 7200 Specific water flow/(L·kg−1) 0.4 Molten steel viscosity/(kg·m−1·s−1) 0.0055 Casting speed/(m·min−1) 0.9 Thermal conductivity of molten steel/(W·m−1·K−1) 32 对流动和凝固模型的网格进行了无关性检验，分别设置了 4 组不同计算节点数量的网格，即 116×104、212×104、370×104 和 508×104 ，在无搅拌器条件下计算二冷区窄面中心坯壳沿拉坯方向的分布，如图 3. 结果表明，网格节点数量大于 370×104 后，坯壳厚度分布差异相对小，网格数量对计算结果的影响明显减弱，因此最终计算采用节点数量为 370×104 的网格. 2 3 4 5 6 7 10 20 30 40 50 60 Shell thickness/mm Distance from the meniscus/m 116×104 nodes 212×104 nodes 370×104 nodes 508×104 nodes 图 3 不同节点数量网格下计算的坯壳分布曲线 Fig.3 Shell thickness curves for different grid nodes 2 结果分析与讨论 2.1 电磁结果为了验证模型的可靠性，采用 LakeShore 数字信号处理模式的特斯拉计测量了搅拌器的磁感应强度. 图 4 为电流 I=500 A，频率 f=7 Hz 箱式和辊式相邻型同向搅拌器下铸坯宽面中心线上的磁感应强度计算值和测量值比对情况. 由图可见，磁感应强度的测量值与计算值高度吻合，说明所建立的电磁场模型准确可靠. 此外，图 5 为箱式和辊式相邻型同向搅拌器的电流‒电压关系伏安特性测量值和预测值以及电流‒功率关系. 由图 5（a）可见，两种搅拌器的电压与电流都呈线性关系. 其中，电压的实测值略低于预测值的主要原因应该与测量导线具有一定的欧姆损耗有关，但总体误差都不超过 5%，从而进一步验证电磁模型可靠性. 由图 5（b）可知，在额定功率和频率为 400 kW 和 7 Hz 的情况下，箱式和辊式搅拌器的运行电流分别为 425 A 和 500 A，即在相同的电气成本下，箱式搅拌器的电流比辊式的要小，从而可能导致其搅拌强度也低于辊式. 箱式和辊式电磁搅拌都是基于行波磁场特性用于板坯连铸二冷区对凝固前沿钢液实施强推力搅拌的常用设备，其电磁搅拌磁感应强度分布特征如图 6 所示. 由于搅拌器铁芯为直线式以构成磁感应强度行波式运动，可见箱式电磁搅拌的磁感应强度是从 N 极出发穿过铸坯从 S 极返回到搅肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 · 801 ·

802 工程科学学报，第43卷，第6期 80 85 15 (a) (b) 6 006 6 6 =500A,=7Hz =500A,=7Hz -Calculated value 西 -Calculated value Measured value 45 Measured value 0 .80.6-0.40.200.20.40.60.8 -0.8-0.6-0.4-0.200.20.40.60.8 Y/m m 图4磁感应强度测量值与计算值对比.()箱式搅拌器：(b)辊式相邻同向型搅拌器 Fig.4 Comparison of measured and calculated magnetic flux densities:(a)B-EMS;(b)R-EMS-2 1100 1000 (a) 1400b) 900 Calculated value of R-EMS 1200 Measured value of R-EMS R-EMS 800 1000 --B-EMS 700 600 800 500 600 400 400 300 --Calculated value of B-EMS 200 200 Measured value of B-EMS 100 50250 350450550650750 850 050 250350450550650750850 Current/A Current/A 图5电磁搅拌的电气参数关系曲线.(a)电流与电压：(b)电流与功率 Fig.5 Electrical parameters relationship for electromagnetic stirring:(a)current and voltage;(b)current and power 拌器铁芯，无明显对称性；而辊式电磁搅拌为对辊接穿透铸坯达到对侧的S极而形成闭合磁力线，式，在铸坯内外弧两侧对称安装，且两侧电磁辊的从而导致磁感应强度在铸坯内的分布呈集中对称磁场极性相反，可见其磁感应强度从N极出发直分布 ⑤ 6 0.1T 0.1T 图6搅拌器铸坯横截面灯面)上磁感应强度分布特征.(a)箱式搅拌器：(b)辊式搅拌器 Fig.6 Distributions of magnetic flux density on the cross section(XY plane)of the stirrer:(a)B-EMS;(b)R-EMS 图7为额定功率400kW工况，不同类型搅拌器下磁感应强度对称分布，其可能也有利于凝固器与搅拌形式下铸坯表面的磁感应强度分布云组织的对称性发展.此外，不同形式的辊式搅拌器图，图中B为磁感应强度.如前述，此时箱式和辊尽管电磁辊安装间距有所差异，但其基本不影响式搅拌的电流强度分别为425和500A.由图可磁场强度的大小，只影响磁场的作用区间.辊式同知，由于行波磁场电磁推力的方向特性，现有几种向搅拌的上下同侧两对辊的磁场极性相同，导致搅拌器及其搅拌形式下在板坯中均表现有不同程了同侧辊之间的板坯中心部位的磁场强度几乎为度与特征的端部效应2即，图中A侧（磁场起始 0.反向搅拌的上下同侧两对辊的磁场极性相反，侧)磁感应强度都小于B侧（磁场推向侧）.结合则有少量磁力线上下穿透，造成了同侧对辊间仍图6的磁力线分布可知，箱式搅拌下板坯内外弧有一定量级的磁场强度侧磁感应强度具有明显的不对称性，而辊式搅拌图8为相同搅拌功率400kW和频率7Hz情况

拌器铁芯，无明显对称性；而辊式电磁搅拌为对辊式，在铸坯内外弧两侧对称安装，且两侧电磁辊的磁场极性相反，可见其磁感应强度从 N 极出发直接穿透铸坯达到对侧的 S 极而形成闭合磁力线，从而导致磁感应强度在铸坯内的分布呈集中对称分布. (a) S N 0.1 T (b) S N N S 0.1 T 图 6 搅拌器铸坯横截面 (XY 面) 上磁感应强度分布特征. （a）箱式搅拌器；（b）辊式搅拌器 Fig.6 Distributions of magnetic flux density on the cross section (XY plane) of the stirrer: (a) B-EMS; (b) R-EMS 图 7 为额定功率 400 kW 工况，不同类型搅拌器与搅拌形式下铸坯表面的磁感应强度分布云图，图中 B 为磁感应强度. 如前述，此时箱式和辊式搅拌的电流强度分别为 425 和 500 A. 由图可知，由于行波磁场电磁推力的方向特性，现有几种搅拌器及其搅拌形式下在板坯中均表现有不同程度与特征的端部效应[23] . 即，图中 A 侧（磁场起始侧）磁感应强度都小于 B 侧（磁场推向侧）. 结合图 6 的磁力线分布可知，箱式搅拌下板坯内外弧侧磁感应强度具有明显的不对称性，而辊式搅拌器下磁感应强度对称分布，其可能也有利于凝固组织的对称性发展. 此外，不同形式的辊式搅拌器尽管电磁辊安装间距有所差异，但其基本不影响磁场强度的大小，只影响磁场的作用区间. 辊式同向搅拌的上下同侧两对辊的磁场极性相同，导致了同侧辊之间的板坯中心部位的磁场强度几乎为 0. 反向搅拌的上下同侧两对辊的磁场极性相反，则有少量磁力线上下穿透，造成了同侧对辊间仍有一定量级的磁场强度. 图 8 为相同搅拌功率 400 kW 和频率 7 Hz 情况 I=500 A, f=7 Hz Calculated value Measured value −0.8 −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 45 50 55 60 65 70 75 80 85 Magnetic flux density/mT (b) Y/m −0.8 −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 40 45 50 55 60 65 70 75 80 I=500 A, f=7 Hz Calculated value Measured value Magnetic flux density/mT (a) Y/m 图 4 磁感应强度测量值与计算值对比. （a）箱式搅拌器；（b）辊式相邻同向型搅拌器 Fig.4 Comparison of measured and calculated magnetic flux densities: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2 150 250 350 450 550 650 750 850 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 Voltage/V (a) Calculated value of R-EMS Measured value of R-EMS Calculated value of B-EMS Measured value of B-EMS Current/A 150 250 350 450 550 650 750 850 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 R-EMS B-EMS Power/kW Current/A (b) 图 5 电磁搅拌的电气参数关系曲线. （a）电流与电压；（b）电流与功率 Fig.5 Electrical parameters relationship for electromagnetic stirring: (a) current and voltage; (b) current and power · 802 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

下不同搅拌器的磁感应强度分布. 可见，铸坯中心线沿拉坯方向上，箱式搅拌的磁感应强度分布区域大于辊式搅拌器. 搅拌器中心截面铸坯宽面中心线上，三类辊式搅拌的平均磁感应强度都比箱式电磁搅拌的要大. 可见，虽然箱式搅拌的作用区间较为宽泛，但辊式搅拌整体的作用强度远大于箱式搅拌. 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 0 20 40 60 80 100 B-EMS R-EMS-2 R-EMS-T R-EMS-F Magnetic flux density/mT (a) Distance from the meniscus/m B-EMS R-EMS-2 R-EMS-T R-EMS-F −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 40 50 60 70 80 90 100 110 120 Magnetic fluw density/mT (b) Y/m 图 8 板坯内磁感应强度分布. （a）中心线上沿拉坯方向；（b）中心线上沿宽面方向 Fig.8 Magnetic flux density distribution in slab: (a) on center line along the casting direction; (b) on center line along the wide face direction 2.2 凝固与流动行为分析电磁力是推动钢液冲刷凝固前沿的直接动力，而并非磁感应强度[24−26] . 上述不同搅拌形式下，考虑钢液会受电磁推力的作用由起始侧向推向侧流动，板坯二冷区内推向侧凝固前沿的钢液速度分布如图 9 所示. 可见，由于搅拌电磁推力的差异，不同搅拌器下沿拉坯方向板坯内凝固前沿的钢液最大冲刷速度分别为 0.103、 0.356、 0.262 和 0.275 m·s−1，并分别位于距弯月面的 3.58、3.77、 3.653 和 3.653 m 处. 可见，箱式搅拌器的电磁推力 Side A Inner arc Outer arc Inner arc Outer arc Side B Side A (a) Side B (c) Inner arc Outer arc Inner arc Outer arc Side A Side B Side A Side B (b) (d) Z X Y 0.20 B/T 0.16 0.12 0.08 0.04 0 图 7 板坯表面磁感应强度分布. （a）箱式；（b）相邻辊同向推力型；（c）间隔辊同向推力型；（d）间隔辊反向推力型 Fig.7 Magnetic flux density distributions on the slab surface：（a）B-EMS；（b）R-EMS-2；（c）R-EMS-T；（d）R-EMS-F 肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 · 803 ·

804 工程科学学报，第43卷.第6期 0.4 置都略高于相邻型.流动钢液切向冲刷凝固前沿 B-eMs --R EMS-T 不仅会降低当地的温度梯度，也可能造成柱状晶一 1 0.3 ---R-EMS-E 次和二次枝晶臂的折断游离(Dendrite dissociation), 从而促进凝固前沿等轴晶的产生与发展，这也正是高推力行波电磁搅拌抑制连铸板坯柱状晶发展 0.1 的理论依据.以上计算结果表明，行波磁场辊式搅拌的冲刷形核能力远大于箱式搅拌图10为距离弯月面4m(Z=4.0m)处，不同搅 2.02.53.03.54.04.55.05.56.06.57.0 Distance from the meniscus/m 拌方式下铸坯横截面内液相分率及其流线图.由图9不同搅拌方式下铸坯窄面凝固前沿速度沿拉坯方向分布图10(a)可见，箱式搅拌作用下钢液主要从起始侧 Fig.9 Washing velocity distributions of the strand along the casting 流向推向侧，但仍有部分还从铸坯内弧侧流向外 direction under different stirring modes 弧侧，这种流动形态与上述其磁力线方向一致.而对坯壳前沿的最大冲刷强度远小于辊式搅拌器对于辊式电磁搅拌，不论是相邻型还是间隔型，由由于间隔型的上对辊安装位置高于相邻型的上对于其对辊式对称安装，所作用的钢液流动形态均辊，从而导致两类间隔型搅拌器最大冲刷速度位是以一侧窄面向另一侧窄面运动为主 (a)0.1 b)0.1 吴 0 0 -0 0.6 -0.1 0.4 0.2 0 -0.2 -0.4 -06 0.60.40.2 0. 0.2 0.4 -0.6 Y/m Y/m (c)0.1 (d)0.1 -0.1 0.4 0.2 0 -0.2 -0.4 -0.6 0.6 0.4 0.2 0 -0.2 -0.4 -0.6 Y/m Y/m 0.10.20.30.40.50.60.70.80.9 Liquid fraction 图10铸坯横截面Z=4.0m)内液相分率分布与钢液流线图.(a)箱式：(b)相邻辊同向推力型：(c)间隔辊同向推力型：()间隔辊反向推力型 Fig.10 Distributions of the liquid fraction in the cross-section (Z=4.0 m)of the slab and the molten steel streamline:(a)B-EMS;(b)R-EMS-2;(c)R- EMS-T:(d)R-EMS-F 不同搅拌器作用下，铸坯宽向中心面上铸流均比其推向侧略大，差值分别为1.81、1.95、0.77 方向温度分布与钢液流线如图11所示.可见，任和0.04mm.在行波磁场沿铸坯宽向的电磁推力作何一种搅拌形式下钢液在刚进入到电磁推力作用用下，凝固前沿浓化钢液及其脱落游离的枝晶被区域时均有从起始侧流向推向侧的流动形式，从推向电磁力的另一侧，从而导致该区域凝固生长而起到强化与凝固坯壳强制换热和均匀钢液温度相对变缓、坯壳厚度也相对较薄.同时可见，间隔的效果.由凝固理论可知，此时钢液温度越低也越型辊式反向搅拌下铸坯两窄面侧的坯壳均匀性相有利于等轴晶形核或生长.结合图8(a)可知，箱式对较好搅拌的作用区域较辊式电磁搅拌的大，其中心高 2.3生产试验温钢液与凝固坯壳进行强制换热，搅拌后钢液温铁素体不锈钢导热性好、凝固温区窄且几乎降大、板坯中心出现低温区的面积也相对较大（黄无固态相变，铸态组织柱状晶发达.常规连铸条件色云图低温区). 下不锈钢板坯经常出现内外弧穿晶型全柱状晶组图12为不同搅拌形式下，铸坯两侧窄面中心织.这种铸态组织被认为是其热轧板在后续冷位置处坯壳厚度沿拉坯方向的变化.4种搅拌形轧、深冲加工过程中因各向异性发生起皱或瓦楞式下，其电磁力起始侧计算域出口的凝固坯壳厚状缺陷的重要原因四实践表明，若能将板坯等轴度分别为54.22、53.14、53.00和52.74mm;而其电品率提高到45%以上的门槛值，可基本消除这类磁力推向侧计算域出口坯壳厚度分别为52.41、板材深加工表面起皱问题，山上述研究表明，板 51.19、52.23和52.70mm.可见，起始侧坯壳厚度坯铸流二冷区采用箱式电磁搅拌后，铸坯中心钢

对坯壳前沿的最大冲刷强度远小于辊式搅拌器. 由于间隔型的上对辊安装位置高于相邻型的上对辊，从而导致两类间隔型搅拌器最大冲刷速度位置都略高于相邻型. 流动钢液切向冲刷凝固前沿不仅会降低当地的温度梯度，也可能造成柱状晶一次和二次枝晶臂的折断游离 (Dendrite dissociation)，从而促进凝固前沿等轴晶的产生与发展，这也正是高推力行波电磁搅拌抑制连铸板坯柱状晶发展的理论依据. 以上计算结果表明，行波磁场辊式搅拌的冲刷形核能力远大于箱式搅拌. 图 10 为距离弯月面 4 m（Z=4.0 m）处，不同搅拌方式下铸坯横截面内液相分率及其流线图. 由图 10（a）可见，箱式搅拌作用下钢液主要从起始侧流向推向侧，但仍有部分还从铸坯内弧侧流向外弧侧，这种流动形态与上述其磁力线方向一致. 而对于辊式电磁搅拌，不论是相邻型还是间隔型，由于其对辊式对称安装，所作用的钢液流动形态均是以一侧窄面向另一侧窄面运动为主. (a) 0.1 0 −0.1 0.6 0.4 0.2 0 −0.2 −0.4 −0.6 X/m Y/m (b) 0.1 0 −0.1 0.6 0.4 0.2 0 −0.2 −0.4 −0.6 X/m Y/m (c) 0.1 0 −0.1 0.6 0.4 0.2 0 −0.2 −0.4 −0.6 X/m Y/m (d) 0.1 0 −0.1 0.6 0.4 0.2 0 −0.2 −0.4 −0.6 X/m Y/m 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 Liquid fraction 0.6 0.7 0.8 0.9 图 10 铸坯横截面 (Z=4.0 m) 内液相分率分布与钢液流线图. （a）箱式；（b）相邻辊同向推力型；（c）间隔辊同向推力型；（d）间隔辊反向推力型 Fig.10 Distributions of the liquid fraction in the cross-section (Z = 4.0 m) of the slab and the molten steel streamline: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2; (c) REMS-T; (d) R-EMS-F 不同搅拌器作用下，铸坯宽向中心面上铸流方向温度分布与钢液流线如图 11 所示. 可见，任何一种搅拌形式下钢液在刚进入到电磁推力作用区域时均有从起始侧流向推向侧的流动形式，从而起到强化与凝固坯壳强制换热和均匀钢液温度的效果. 由凝固理论可知，此时钢液温度越低也越有利于等轴晶形核或生长. 结合图 8（a）可知，箱式搅拌的作用区域较辊式电磁搅拌的大，其中心高温钢液与凝固坯壳进行强制换热，搅拌后钢液温降大、板坯中心出现低温区的面积也相对较大（黄色云图低温区）. 图 12 为不同搅拌形式下，铸坯两侧窄面中心位置处坯壳厚度沿拉坯方向的变化. 4 种搅拌形式下，其电磁力起始侧计算域出口的凝固坯壳厚度分别为 54.22、53.14、53.00 和 52.74 mm；而其电磁力推向侧计算域出口坯壳厚度分别为 52.41、 51.19、52.23 和 52.70 mm. 可见，起始侧坯壳厚度均比其推向侧略大，差值分别为 1.81、1.95、0.77 和 0.04 mm. 在行波磁场沿铸坯宽向的电磁推力作用下，凝固前沿浓化钢液及其脱落游离的枝晶被推向电磁力的另一侧，从而导致该区域凝固生长相对变缓、坯壳厚度也相对较薄. 同时可见，间隔型辊式反向搅拌下铸坯两窄面侧的坯壳均匀性相对较好. 2.3 生产试验铁素体不锈钢导热性好、凝固温区窄且几乎无固态相变，铸态组织柱状晶发达. 常规连铸条件下不锈钢板坯经常出现内外弧穿晶型全柱状晶组织. 这种铸态组织被认为是其热轧板在后续冷轧、深冲加工过程中因各向异性发生起皱或瓦楞状缺陷的重要原因[2] . 实践表明，若能将板坯等轴晶率提高到 45% 以上的门槛值，可基本消除这类板材深加工表面起皱问题[9,11] . 上述研究表明，板坯铸流二冷区采用箱式电磁搅拌后，铸坯中心钢 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 0 0.1 0.2 0.3 0.4 Velocity/(m·s−1 ) B-EMS R-EMS-2 R EMS-T R-EMS-F Distance from the meniscus/m 图 9 不同搅拌方式下铸坯窄面凝固前沿速度沿拉坯方向分布 Fig.9 Washing velocity distributions of the strand along the casting direction under different stirring modes · 804 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 805 (a) (b) (c) (d) 2.0 2.4 2.8 Temperature/K 32 日1789.0 1788.5 3.6 1788.0 4.0 1787.5 1787.0 4.4 1786.5 4.8 1786.0 1785.5 5.2 1785.0 5.6 1784.5 1784.0 6.0 1783.5 6.4 1783.0 6.8 图11板坯宽向中心面上铸流方向温度分布与钢液流线图.()箱式：(b)相邻辊同向推力型：(c)间隔辊同向推力型：(d)间隔辊反向推力型 Fig.11 Temperature distributions and molten steel streamlines in the casting direction on the widthwise center plane of the slab:(a)B-EMS;(b)R-EMS- 2;(c)R-EMS-T;(d)R-EMS-F 55 (a) (b) 50 45 45 ---No-EMS 40 ----No-EMS -B-EMS -B-EMS --R-EMS-2 --R-EMS-2 -.-R-EMS-T -.-R-EMS-T -…R-EMS-F 吃 -…R-EMS-F 30 25 3.54.04.55.05.56.06.5 7.0 3.23.64.04.44.85.25.66.06.46.8 Distance from the meniscus/m Distance from the meniscus/m 图12铸坯窄面中心坯壳厚度沿铸流分布.（ā）电磁推力起始侧：(b)推向侧 Fig.12 Distributions of the thickness on the narrow-face center of the strand along the casting direction:(a)start side of electromagnetic force;(b)end side of electromagnetic force 液温降较大、后续低温区钢液面积也比辊式搅拌样品No.1的横截面加工到一定的光洁度，并使用工况大，从而有助于等轴晶凝固.而辊式电磁搅拌铣床进行抛光.使用体积比为1：1的工业盐酸水的电磁力对凝固前沿的冲刷速度却大于箱式电磁溶液作为腐蚀剂，将表面处理过的样品浸入酸性搅拌，同样也能促进凝固前沿钢液发生等轴晶凝蚀刻剂中并在70℃的水浴温度下侵蚀20mim.侵固.对比辊式电磁搅拌器二对辊并列安装（图2(b) 蚀后，立即用水冲洗表面并用高压气流吹干，获得和间隔安装（图2(c)和2(d))工况下的板坯凝固前图像，用红色连续线标记柱状晶前沿，其包含的区沿流速及其钢液温降的影响，认为图11(c)和域认定为等轴晶区域，并通过Image-Pro Plus软件 11(d)的间隔型辊式搅拌冶金效果均比图11(b)所记录等轴晶比示的相邻型辊式搅拌工况更显著图13为不同工况下浇铸获得的1Cr17(SUS430) 为了控制不锈钢板坯铸态组织，提高等轴品铁素体不锈钢板坯铸态组织形貌.可见，与普通率，综合考虑以上所研究各类搅拌器的电气成本连铸不使用电磁搅拌相比，2种搅拌形式下该不与冶金作用效果，在本文研究的不锈钢板坯铸机锈钢板坯均获得了较高的等轴晶率.若按厚度方上先后设计使用了箱式搅拌器和间隔型辊式反向向的等轴晶比例统计，不难发现箱式电磁搅拌作搅拌器.如表2所示，控制过热度和拉速保持恒用下获得的中心等轴晶率相对较低，但也超过其定，分别在搅拌器关闭、使用箱式搅拌器和间隔型门槛值、达到约50%，而辊式电磁搅拌等轴晶率辊式反向搅拌器时在对应铸坯上取30mm厚的横高达67%，比箱式搅拌器还高17%.此外，辊式搅剖试样，且从宽面方向将试样分为3块编号为拌下板坯横截面等轴品分布均匀，对称性也较好 No.1、No.2和No.3,使用车床将每种工作条件下的这显然与其对称安装的搅拌辊及其电磁作用效果

液温降较大、后续低温区钢液面积也比辊式搅拌工况大，从而有助于等轴晶凝固. 而辊式电磁搅拌的电磁力对凝固前沿的冲刷速度却大于箱式电磁搅拌，同样也能促进凝固前沿钢液发生等轴晶凝固. 对比辊式电磁搅拌器二对辊并列安装（图 2（b））和间隔安装（图 2（c）和 2（d））工况下的板坯凝固前沿流速及其钢液温降的影响，认为图 11（ c）和 11（d）的间隔型辊式搅拌冶金效果均比图 11（b）所示的相邻型辊式搅拌工况更显著. 为了控制不锈钢板坯铸态组织，提高等轴晶率，综合考虑以上所研究各类搅拌器的电气成本与冶金作用效果，在本文研究的不锈钢板坯铸机上先后设计使用了箱式搅拌器和间隔型辊式反向搅拌器. 如表 2 所示，控制过热度和拉速保持恒定，分别在搅拌器关闭、使用箱式搅拌器和间隔型辊式反向搅拌器时在对应铸坯上取 30 mm 厚的横剖试样，且从宽面方向将试样分为 3 块编号为 No.1、No.2 和 No.3，使用车床将每种工作条件下的样品 No.1 的横截面加工到一定的光洁度，并使用铣床进行抛光. 使用体积比为 1∶1 的工业盐酸水溶液作为腐蚀剂，将表面处理过的样品浸入酸性蚀刻剂中并在 70 °C 的水浴温度下侵蚀 20 min. 侵蚀后，立即用水冲洗表面并用高压气流吹干，获得图像，用红色连续线标记柱状晶前沿，其包含的区域认定为等轴晶区域，并通过 Image-Pro Plus 软件记录等轴晶比. 图 13 为不同工况下浇铸获得的 1Cr17（SUS430）铁素体不锈钢板坯铸态组织形貌. 可见，与普通连铸不使用电磁搅拌相比，2 种搅拌形式下该不锈钢板坯均获得了较高的等轴晶率. 若按厚度方向的等轴晶比例统计，不难发现箱式电磁搅拌作用下获得的中心等轴晶率相对较低，但也超过其门槛值、达到约 50%，而辊式电磁搅拌等轴晶率高达 67%，比箱式搅拌器还高 17%. 此外，辊式搅拌下板坯横截面等轴晶分布均匀，对称性也较好，这显然与其对称安装的搅拌辊及其电磁作用效果 2.0 (a) (b) (c) (d) 2.4 2.8 3.2 3.6 4.0 4.4 4.8 5.2 5.6 6.0 6.4 6.8 1789.0 1788.5 1788.0 1787.5 1787.0 1786.5 1786.0 1785.5 1785.0 1784.5 1784.0 1783.5 1783.0 Temperature/K 图 11 板坯宽向中心面上铸流方向温度分布与钢液流线图. （a）箱式；（b）相邻辊同向推力型；（c）间隔辊同向推力型；（d）间隔辊反向推力型 Fig.11 Temperature distributions and molten steel streamlines in the casting direction on the widthwise center plane of the slab: (a) B-EMS; (b) R-EMS- 2; (c) R-EMS-T; (d) R-EMS-F 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 30 35 40 45 50 55 No-EMS B-EMS R-EMS-2 R-EMS-T R-EMS-F Shell thickness/mm (a) Distance from the meniscus/m 3.2 3.6 4.0 4.4 4.8 5.2 5.6 6.0 6.4 6.8 25 30 35 40 45 50 55 Shell thickness/mm (b) No-EMS B-EMS R-EMS-2 R-EMS-T R-EMS-F Distance from the meniscus/m 图 12 铸坯窄面中心坯壳厚度沿铸流分布. （a）电磁推力起始侧；（b）推向侧 Fig.12 Distributions of the thickness on the narrow-face center of the strand along the casting direction: (a) start side of electromagnetic force; (b) end side of electromagnetic force 肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 · 805 ·

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