《工程科学学报》：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 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 (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. 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 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 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

肖红等：行波磁场铸流搅拌提升不锈钢板坯等轴晶率 803· (a) (b) 时s 0t车 Side A Side B B/T Side A Side B 0.20 0.16 0.12 (c) (d) 0.08 0.04 Side A Side B 0 Side A Side B 困7板坯表面磁感应强度分布.()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 下不同搅拌器的磁感应强度分布.可见.铸坯中心线 三类辊式搅拌的平均磁感应强度都比箱式电磁搅 沿拉坯方向上，箱式搅拌的磁感应强度分布区域大 拌的要大.可见，虽然箱式搅拌的作用区间较为宽 于辊式搅拌器.搅拌器中心截面铸坯宽面中心线上， 泛，但辊式搅拌整体的作用强度远大于箱式搅拌 100 120 (a) (b) 110 80 ≡ B-EMS 100 R-EMS-2 60 ---R-EMS-T 90 ----R-EMS-F 40 B-EMS --R-EMS-2 20 60 ---R-EMS-T ----R-EMS-F 9025 3.03.54.04.55.05.56.06.5 -0.6-0.4 -0.200.2 0.40.6 Distance from the meniscus/m Y/m 图8板坯内磁感应强度分布.()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 速度分布如图9所示.可见，由于搅拌电磁推力的 电磁力是推动钢液冲刷凝固前沿的直接动 差异，不同搅拌器下沿拉坯方向板坯内凝固前沿 力，而并非磁感应强度4-上述不同搅拌形式 的钢液最大冲刷速度分别为0.103、0.356、0.262 下，考虑钢液会受电磁推力的作用由起始侧向推 和0.275ms,并分别位于距弯月面的3.58、3.77、 向侧流动，板坯二冷区内推向侧凝固前沿的钢液 3.653和3.653m处.可见，箱式搅拌器的电磁推力

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) 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 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 ·