连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 张炯明周青海尹延斌吴星星刘华阳 Research and application of three-dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab ZHANG Jiong-ming.ZHOU Qing-hai.YIN Yan-bin,WU Xing-xing.LIU Hua-yang 引用本文： 张炯明，周青海，尹延斌，吴星星，刘华阳.连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用).工程科学学报，2021， 43(12:1666-1678.doi:10.13374.issn2095-9389.2021.09.29.004 ZHANG Jiong-ming,ZHOU Qing-hai,YIN Yan-bin,WU Xing-xing,LIU Hua-yang.Research and application of three- dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab[J].Chinese Journal of Engineering. 2021,43(12:1666-1678.doi:10.13374.issn2095-9389.2021.09.29.004 在线阅读View online::htps/ldoi.org/10.13374/.issn2095-9389.2021.09.29.004 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 喷嘴喷淋距离对连铸小方坯二冷均匀性的影响 Effect of nozzle spray distance on the secondary cooling uniformity of continuous casting billet 工程科学学报.2020,42(6：739htps:/loi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.12.26.001 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)：996htps:ldoi.org10.13374.issn2095-9389.2017.07.004 基于XFEM的岩体卸荷过程裂纹起裂扩展规律研究 Study on crack initiation and propagation in rock mass during unloading based on XFEM 工程科学学报.2017,3910：1470 https:doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.10.002 钴基高温合金GH5605铸态组织及高温扩散退火过程中元素再分配 As-cast microstructure and redistribution of elements in high-temperature diffusion annealing in cobalt-base superalloy GH5605 工程科学学报.2019,41(3：359 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.03.009 含有上贝氏体的ER8车轮钢的裂纹扩展行为 Crack propagation behavior of ER8 wheel steel containing upper bainite 工程科学学报.2020,42(6)：747 https::doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.06.27.002 基于双亚点阵模型对H13钢中初生碳氨化物的研究 Study on primary carbonitrides in H13 steel based on the two-sublattice model 工程科学学报.2017,39(1)61 https:/doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2017.01.008

连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 张炯明 周青海 尹延斌 吴星星 刘华阳 Research and application of three-dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab ZHANG Jiong-ming, ZHOU Qing-hai, YIN Yan-bin, WU Xing-xing, LIU Hua-yang 引用本文: 张炯明, 周青海, 尹延斌, 吴星星, 刘华阳. 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用[J]. 工程科学学报, 2021, 43(12): 1666-1678. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.09.29.004 ZHANG Jiong-ming, ZHOU Qing-hai, YIN Yan-bin, WU Xing-xing, LIU Hua-yang. Research and application of three￾dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(12): 1666-1678. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.09.29.004 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.09.29.004 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 喷嘴喷淋距离对连铸小方坯二冷均匀性的影响 Effect of nozzle spray distance on the secondary cooling uniformity of continuous casting billet 工程科学学报. 2020, 42(6): 739 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.26.001 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 基于XFEM的岩体卸荷过程裂纹起裂扩展规律研究 Study on crack initiation and propagation in rock mass during unloading based on XFEM 工程科学学报. 2017, 39(10): 1470 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.10.002 钴基高温合金GH5605铸态组织及高温扩散退火过程中元素再分配 As-cast microstructure and redistribution of elements in high-temperature diffusion annealing in cobalt-base superalloy GH5605 工程科学学报. 2019, 41(3): 359 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.009 含有上贝氏体的ER8车轮钢的裂纹扩展行为 Crack propagation behavior of ER8 wheel steel containing upper bainite 工程科学学报. 2020, 42(6): 747 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.27.002 基于双亚点阵模型对H13钢中初生碳氮化物的研究 Study on primary carbonitrides in H13 steel based on the two-sublattice model 工程科学学报. 2017, 39(1): 61 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.01.008

工程科学学报.第43卷.第12期：1666-1678.2021年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.12:1666-1678,December 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.09.29.004;http://cje.ustb.edu.cn 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 张炯明四，周青海，尹延斌，吴星星，刘华阳 北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:jmz2203@sina.com 摘要在现有工艺条件下，校验和完善二冷区铸坯凝固传热计算数学模型，开发三维二冷配水模型，解决目前设备状况下 冷却水分布不均匀对铸坯温度的影响，从而控制铸坯表面质量，特别是铸坯的角部裂纹，同时对板坯连铸二冷配水制度进行 改进和优化，使之满足高效连铸生产条件和改善铸坯质量的需要.提出压下参数计算公式，结合所开发三维二冷配水模型， 优化现有压下工艺，提出并应用精准可控单段压下、非稳态压下控制，集中解决连铸板坯中心偏析、中心疏松和缩孔等内部 质量问题.同时优化模型数据库，使之数据更加完备，模型计算更加准确，同时模型具备异钢种混浇过程二冷及压下控制功 能，能够进行凝固终点W形预测与控制，可进一步提高模型适用性和准确性.模型开发并成功在多家钢厂现场应用，有效改 善了铸坯裂纹和偏析等铸坯表面和内部的质量问题 关键词连铸板坯：二冷配水：精准压下：双目标温度：裂纹：偏析 分类号TF777.1 Research and application of three-dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab ZHANG Jiong-ming,ZHOU Qing-hai,YIN Yan-bin,WU Xing-xing,LIU Hua-yang State Key Laboratory of Advanced Metallurgy.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China Corresponding author,Email:jmz2203@sina.com ABSTRACT The surface and corner cracks of continuous casting billet form during the continuous casting process,especially in medium-carbon steel.Surface defects of such billets are directly related to the secondary cooling process of continuous casting,while the center deviation of the billet,center shrinkage,and center loosening in medium-carbon steel,medium-carbon alloy steel,and high-carbon steel are especially prominent.Such quality defects are related to the secondary cooling and press-down process of continuous casting. These two defects are the main factors restricting continuous casting production.The secondary cooling of the continuous casting process has an important influence on the surface and internal quality of the slab,especially the temperature of the slab corners,which directly affects the surface quality of the slab.Under the existing process conditions,the mathematical model for calculating the solidification heat transfer of the slab in the secondary cooling zone is calibrated and improved,and a three-dimensional secondary cooling model is developed to solve the influence of uneven cooling due to water distribution on the temperature of the slab.This controls the surface quality of the slab,especially the comer cracks of the slab,and improves and optimizes the slab continuous casting secondary cooling system to improve the slab quality.An equation for calculating the soft reduction parameters is proposed,and the existing soft reduction process is optimized by combining the developed three-dimensional secondary cooling model with the proposed and applied controllable single-stage soft reduction and unsteady soft reduction control to solve the internal quality problems,such as central segregation,central porosity,and shrinkage of the continuous casting slab.At the same time,the model database is optimized to 收稿日期：2021-09-29 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51834002,52104320)

连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 张炯明苣，周青海，尹延斌，吴星星，刘华阳 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 苣通信作者， E-mail: jmz2203@sina.com 摘    要    在现有工艺条件下，校验和完善二冷区铸坯凝固传热计算数学模型，开发三维二冷配水模型，解决目前设备状况下 冷却水分布不均匀对铸坯温度的影响，从而控制铸坯表面质量，特别是铸坯的角部裂纹，同时对板坯连铸二冷配水制度进行 改进和优化，使之满足高效连铸生产条件和改善铸坯质量的需要. 提出压下参数计算公式，结合所开发三维二冷配水模型， 优化现有压下工艺，提出并应用精准可控单段压下、非稳态压下控制，集中解决连铸板坯中心偏析、中心疏松和缩孔等内部 质量问题. 同时优化模型数据库，使之数据更加完备，模型计算更加准确，同时模型具备异钢种混浇过程二冷及压下控制功 能，能够进行凝固终点 W 形预测与控制，可进一步提高模型适用性和准确性. 模型开发并成功在多家钢厂现场应用，有效改 善了铸坯裂纹和偏析等铸坯表面和内部的质量问题. 关键词    连铸板坯；二冷配水；精准压下；双目标温度；裂纹；偏析 分类号    TF777.1 Research and application of three-dimensional dynamic secondary cooling and accurate soft reduction for continuous casting slab ZHANG Jiong-ming苣 ，ZHOU Qing-hai，YIN Yan-bin，WU Xing-xing，LIU Hua-yang State Key Laboratory of Advanced Metallurgy, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, Email: jmz2203@sina.com ABSTRACT    The surface and corner cracks of continuous casting billet form during the continuous casting process, especially in medium-carbon steel. Surface defects of such billets are directly related to the secondary cooling process of continuous casting, while the center deviation of the billet, center shrinkage, and center loosening in medium-carbon steel, medium-carbon alloy steel, and high-carbon steel are especially prominent. Such quality defects are related to the secondary cooling and press-down process of continuous casting. These two defects are the main factors restricting continuous casting production. The secondary cooling of the continuous casting process has an important influence on the surface and internal quality of the slab, especially the temperature of the slab corners, which directly affects the surface quality of the slab. Under the existing process conditions, the mathematical model for calculating the solidification heat transfer of the slab in the secondary cooling zone is calibrated and improved, and a three-dimensional secondary cooling model is developed to solve the influence of uneven cooling due to water distribution on the temperature of the slab. This controls the surface quality of the slab, especially the corner cracks of the slab, and improves and optimizes the slab continuous casting secondary cooling system to improve the slab quality. An equation for calculating the soft reduction parameters is proposed, and the existing soft reduction process is optimized by combining the developed three-dimensional secondary cooling model with the proposed and applied controllable single-stage soft reduction and unsteady soft reduction control to solve the internal quality problems, such as central segregation, central porosity, and shrinkage of the continuous casting slab. At the same time, the model database is optimized to 收稿日期: 2021−09−29 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51834002，52104320） 工程科学学报，第 43 卷，第 12 期：1666−1678，2021 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 12: 1666−1678, December 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.09.29.004; http://cje.ustb.edu.cn

张炯明等：连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 ·1667 make the data more complete and the model calculation more accurate.This model adds the technology of mixed casting of different grades of steel and the technology of predicting and controlling the W-shaped solidification to further improve the applicability and accuracy of the model.The model has been developed and successfully applied in several steel plants,and the result shows that the proposed model can improve the surface and internal quality of cast slabs effectively,such as cracks and segregation. KEY WORDS continuous casting slab;secondary cooling;accurat soft reduction;double-target temperature;crack;segregation 近十几年来中国钢产量飞速上升，去年中国 钢产量占全世界总产量的一半以上，连铸是钢铁 厂主要流程中的重要环节，连铸坯的质量也成为 影响钢材质量的重要因素.连铸坯表面横裂纹及 角部横裂纹在连铸过程中时有发生，特别是中碳 钢、中碳合金钢及微合金化钢，该类铸坯的表面缺 困1高强汽车板铸坯角横裂纹川 Comer crack of high-strength automotive steel 陷与连铸的二次冷却工艺及压下位置有直接关 系；而铸坯的中心偏析、中心缩孔及中心疏松在中 o6744-4s1 碳钢、中碳合金钢及高碳钢上表现得尤为突出，这 类质量缺陷与连铸二次冷却及压下工艺有非常大 的关系；目前这两种缺陷是制约连铸生产的主要 因素，严重影响企业的生产和经济效益.针对上述 图2微合金钢铸坯中心偏析刊 问题，本文从连铸坯的主要缺陷入手，弄清缺陷形 Fig.2 Central segregation of micro-alloyed steell 成的主要机理，提出相应的技术措施，减少上述铸 1.2连铸坯缺陷的形成机理 坯的缺陷，提高铸坯的质量 1.2.1连铸坯表面裂纹形成机理 1连铸板坯常见的主要缺陷及技术措施 连铸坯表面横裂纹包括表面横裂纹及角横裂 纹，这种裂纹具有多发性，主要发生在微合金钢、中 1.1连铸坯的主要缺陷 碳钢及有些合金钢上，很多企业采用铸坯下线，角部 连铸坯质量很大程度上影响着钢材产量及其 火焰清理后，再装入加热炉，这种工序严重影响了企 产品质量，连铸坯的缺陷时常会制约企业的生产， 业的生产经营]为了解决这一问题，目前相应开 典型的铸坯表面缺陷有表面裂纹（纵裂及横裂 发了倒角结晶器等技术6-)关于这种裂纹形成机理 纹)，内部缺陷有中心偏析和中心疏松等，如图1山 有很多研究工作9，研究多集中在析出物对单相奥 和图2所示.弄清表面横裂纹、角横裂纹、铸坯 氏体下部塑性的影响、对铁素体析出过程的影响、 中心偏析、中心疏松、中心缩孔的形成机理，采用 对奥氏体和铁素体两相区上部塑性的影响等.减少 相应的工艺措施，减少这些缺陷的发生率，是十分 这类裂纹的关键是弄清该钢种的高温力学性能及裂 重要的课题 纹开裂方式.实验钢种成分如表1所示 表1实验钢种化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of experimental steel grades(mass fraction) % Elements Mn Si Nb Ti Cu Alt N A32 0.161.11 0.0097 0.0067 0.242 0.0252 0.0039 0.00490.07 0.0319 0.0044 Q345EN 0.161.404 0.0076 0.0018 0.336 0.02296 0.0031 0.01230.050.0317 0.0033 图3为某厂两个微合金化钢种铸坯样断面收 间，断面收缩率基本在80%及以上，在950~1050℃ 缩率（简称RA,下同）随温度的变化曲线.从图3 范围内，钢的断面收缩率明显降低，在950℃时降 中可以看出，A32钢零塑性温度(ZDT)在1375℃ 为40.1%，在700~950℃之间断面收缩率基本在 左右，温度低于1375℃后，随温度的降低断面收 40%以下，其中775~825℃之间断面收缩率达到 缩率值迅速上升，1300℃时断面收缩率接近80%， 最小值约15%，温度低于775℃后断面收缩率逐 1250℃时即增加到92.5%，在1050~1300℃之 渐升高

make the data more complete and the model calculation more accurate. This model adds the technology of mixed casting of different grades of steel and the technology of predicting and controlling the W-shaped solidification to further improve the applicability and accuracy of the model. The model has been developed and successfully applied in several steel plants, and the result shows that the proposed model can improve the surface and internal quality of cast slabs effectively, such as cracks and segregation. KEY WORDS    continuous casting slab；secondary cooling；accurat soft reduction；double-target temperature；crack；segregation 近十几年来中国钢产量飞速上升，去年中国 钢产量占全世界总产量的一半以上，连铸是钢铁 厂主要流程中的重要环节，连铸坯的质量也成为 影响钢材质量的重要因素. 连铸坯表面横裂纹及 角部横裂纹在连铸过程中时有发生，特别是中碳 钢、中碳合金钢及微合金化钢，该类铸坯的表面缺 陷与连铸的二次冷却工艺及压下位置有直接关 系；而铸坯的中心偏析、中心缩孔及中心疏松在中 碳钢、中碳合金钢及高碳钢上表现得尤为突出，这 类质量缺陷与连铸二次冷却及压下工艺有非常大 的关系；目前这两种缺陷是制约连铸生产的主要 因素，严重影响企业的生产和经济效益. 针对上述 问题，本文从连铸坯的主要缺陷入手，弄清缺陷形 成的主要机理，提出相应的技术措施，减少上述铸 坯的缺陷，提高铸坯的质量. 1    连铸板坯常见的主要缺陷及技术措施 1.1    连铸坯的主要缺陷 连铸坯质量很大程度上影响着钢材产量及其 产品质量，连铸坯的缺陷时常会制约企业的生产， 典型的铸坯表面缺陷有表面裂纹（纵裂及横裂 纹），内部缺陷有中心偏析和中心疏松等，如图 1 [1] 和图 2 [2] 所示. 弄清表面横裂纹、角横裂纹、铸坯 中心偏析、中心疏松、中心缩孔的形成机理，采用 相应的工艺措施，减少这些缺陷的发生率，是十分 重要的课题. 图 1 高强汽车板铸坯角横裂纹[1] Fig.1 Corner crack of high-strength automotive steel [1] 图 2 微合金钢铸坯中心偏析[2] Fig.2 Central segregation of micro-alloyed steel[2] 1.2    连铸坯缺陷的形成机理 1.2.1 连铸坯表面裂纹形成机理 连铸坯表面横裂纹包括表面横裂纹及角横裂 纹，这种裂纹具有多发性，主要发生在微合金钢、中 碳钢及有些合金钢上，很多企业采用铸坯下线，角部 火焰清理后，再装入加热炉，这种工序严重影响了企 业的生产经营[3−5] . 为了解决这一问题，目前相应开 发了倒角结晶器等技术[6−8] . 关于这种裂纹形成机理 有很多研究工作[9−16] ，研究多集中在析出物对单相奥 氏体下部塑性的影响、对铁素体析出过程的影响、 对奥氏体和铁素体两相区上部塑性的影响等. 减少 这类裂纹的关键是弄清该钢种的高温力学性能及裂 纹开裂方式. 实验钢种成分如表 1 所示. 表 1 实验钢种化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of experimental steel grades (mass fraction) % Elements C Mn P S Si Nb V Ti Cu Alt N A32 0.16 1.11 0.0097 0.0067 0.242 0.0252 0.0039 0.0049 0.07 0.0319 0.0044 Q345EN 0.16 1.404 0.0076 0.0018 0.336 0.02296 0.0031 0.0123 0.05 0.0317 0.0033 图 3 为某厂两个微合金化钢种铸坯样断面收 缩率（简称 RA，下同）随温度的变化曲线. 从图 3 中可以看出，A32 钢零塑性温度（ZDT）在 1375 ℃ 左右，温度低于 1375 ℃ 后，随温度的降低断面收 缩率值迅速上升，1300 ℃ 时断面收缩率接近 80%， 1250 ℃ 时即增加 到 92.5%， 在 1050～ 1300 ℃ 之 间，断面收缩率基本在 80% 及以上，在 950～1050 ℃ 范围内，钢的断面收缩率明显降低，在 950 ℃ 时降 为 40.1%，在 700～950 ℃ 之间断面收缩率基本在 40% 以下，其中 775～825 ℃ 之间断面收缩率达到 最小值约 15%，温度低于 775 ℃ 后断面收缩率逐 渐升高. 张炯明等： 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 · 1667 ·

1668 工程科学学报，第43卷，第12期 100 900℃ 850℃ A32 % ·-Q345EN 60 三40 20 100nm 100nm 0 图5不同温度铸坯试样的析出物 60070080090010001100120013001400 Fig.5 Precipitates at different temperature Temperture/C 图3微合金钢A32和Q345EN的RA变化结果 140 Fig.3 Results of RA of A32Q345EN 110 图4是铸坯表面冷却速率实测与模型计算结果， 90 现场实际测量了铸坯矫直前后边部（距角部 80 N 50mm)的温度，同时采用数学模型对铸坯边部（距 50 角部50、150和500mm)温度进行了计算，确定冷 Nb Cu 却速率约为2.5℃min,通过取Q345EN铸坯试 20 1 Nb 10 u 样10mm×10mm,在马弗炉里加热保温5min,然 01234567891011121314151617181920 后以2.5℃min降温到各个温度进行析出物检 Energy/keV 测.析出物采用萃取复型方法检测，对铸坯在各个 图6试样900℃时析出物的成分 温度的析出物进行了分析，由图5、图6可知，可以 Fig.6 Composition of precipitates at 900 C 看出900℃时，析出物尺寸较大，主要组成为铌、 区，先共析铁素体在原奥氏体晶界析出，形成铁素 钛的碳、氨化物，随后温度降低，850℃时析出物 体膜，此温度区间铁素体强度大约是奥氏体强度 尺寸小于900℃时析出物尺寸 的1/48拉伸测试时，变形应力作用主要集中在 1000色 奥氏体晶界的α铁素体网膜上，造成沿晶界破坏 Casting speed:1.0 m'min 据图7显示，750℃以后奥氏体晶界处的铁素体网 950 膜向晶粒内部发展，晶粒内部也发生共析反应，原 900 -Model cakculation of 50 me 奥氏体晶界处应力集中减少，钢的延塑性回升，同 时750℃、825℃断口金相组织显示，晶粒尺寸不 850 Meisurement of $mm 均匀，混晶严重，所以造成钢的延性变坏.由图8 800 可知，950℃时，拉断后同时存在沿晶断裂和穿晶 750 断裂，属于混合断裂；750~875℃时，断口呈典型 100 沿晶塑性断裂模式，晶界上布满浅韧窝.温度为 14 1618202224 26 Distance from meniscus/m 725℃时，断口仍然是沿晶断裂模式，但韧窝明显 困4，连铸坯表面冷却速率实测与模型计算结果 加深、加大，高温力学测试结果为合理设定目标 Fig.4 Results of the measured and modeled cooling rates on the surface 温度奠定了基础，可使连铸矫直过程避开脆性区 of the continuous casting slab 进行矫直，最终制定更加合理的二冷制度，使铸坯 此外，进行高温力学性能拉伸试验，经过有限 表面温度分布更加均匀 元模型计算，连铸坯角部的应变速率最大为 1.2.2连铸坯中心偏析形成机理 0.0004s1m,本次拉伸试样应变速率为0.001s 钢水凝固过程中，合金元素在固相中的溶解 试样拉断后，对A32断口金相组织及形貌进行测 度低于其在液相中的溶解度，凝固过程中合金元 定.825~900℃处于奥氏体低温区，变形时奥氏 素逐渐聚集到液相，因而最后凝固部分的合金元 体晶界发生滑移导致低塑性沿晶脆性断裂； 素含量高于其他部分，即铸坯中心位置合金元素 750~800℃时钢组织处于奥氏体和a铁素体两相 含量高于其他位置，最终形成中心偏析.钢的凝固

100 80 60 40 20 600 700 800 900 1000 Temperture/℃ 1100 1200 1300 1400 0 RA/ % A32 Q345EN 图 3 微合金钢 A32 和 Q345EN 的 RA 变化结果 Fig.3 Results of RA of A32 和 Q345EN 图 4 是铸坯表面冷却速率实测与模型计算结果， 现场实际测量了铸坯矫直前后边部 （距角部 50 mm）的温度，同时采用数学模型对铸坯边部（距 角部 50、150 和 500 mm）温度进行了计算，确定冷 却速率约为 2.5 ℃·min−1，通过取 Q345EN 铸坯试 样 10 mm×10 mm，在马弗炉里加热保温 5 min，然 后以 2.5 ℃·min−1 降温到各个温度进行析出物检 测. 析出物采用萃取复型方法检测，对铸坯在各个 温度的析出物进行了分析，由图 5、图 6 可知，可以 看出 900 ℃ 时，析出物尺寸较大，主要组成为铌、 钛的碳、氮化物，随后温度降低，850 ℃ 时析出物 尺寸小于 900 ℃ 时析出物尺寸. 12 14 16 18 20 Distance from meniscus/m Casting speed: 1.0 m·min−1 22 26 24 Temperature/ ℃ 1000 950 900 850 800 750 700 Export of the 7th cooling zone Export of the 8th cooling zone Export of the 9th cooling zone Model calculation of 50 mm Model calculation of 100 mm Model calculation of 150 mm Center temperature Measurement of 50 mm 图 4 连铸坯表面冷却速率实测与模型计算结果 Fig.4 Results of the measured and modeled cooling rates on the surface of the continuous casting slab 此外，进行高温力学性能拉伸试验，经过有限 元模型计算 ，连铸坯角部的应变速率最大为 0.0004 s −1 [17] ，本次拉伸试样应变速率为 0.001 s−1 . 试样拉断后，对 A32 断口金相组织及形貌进行测 定. 825～900 ℃ 处于奥氏体低温区，变形时奥氏 体 晶 界 发 生 滑 移 导 致 低 塑 性 沿 晶 脆 性 断 裂 ； 750～800 ℃ 时钢组织处于奥氏体和 α 铁素体两相 区，先共析铁素体在原奥氏体晶界析出，形成铁素 体膜，此温度区间铁素体强度大约是奥氏体强度 的 1/4[18] . 拉伸测试时，变形应力作用主要集中在 奥氏体晶界的 α 铁素体网膜上，造成沿晶界破坏. 据图 7 显示，750 ℃ 以后奥氏体晶界处的铁素体网 膜向晶粒内部发展，晶粒内部也发生共析反应，原 奥氏体晶界处应力集中减少，钢的延塑性回升，同 时 750 ℃、825 ℃ 断口金相组织显示，晶粒尺寸不 均匀，混晶严重，所以造成钢的延性变坏. 由图 8 可知， 950 ℃ 时，拉断后同时存在沿晶断裂和穿晶 断裂，属于混合断裂；750～875 ℃ 时，断口呈典型 沿晶塑性断裂模式，晶界上布满浅韧窝. 温度为 725 ℃ 时，断口仍然是沿晶断裂模式，但韧窝明显 加深、加大. 高温力学测试结果为合理设定目标 温度奠定了基础，可使连铸矫直过程避开脆性区 进行矫直，最终制定更加合理的二冷制度，使铸坯 表面温度分布更加均匀. 1.2.2 连铸坯中心偏析形成机理 钢水凝固过程中，合金元素在固相中的溶解 度低于其在液相中的溶解度，凝固过程中合金元 素逐渐聚集到液相，因而最后凝固部分的合金元 素含量高于其他部分，即铸坯中心位置合金元素 含量高于其他位置，最终形成中心偏析. 钢的凝固 900 ℃ 850 ℃ 100 nm 100 nm 图 5 不同温度铸坯试样的析出物 Fig.5 Precipitates at different temperature 140 130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 Intensity/(counts) Energy/keV 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011121314151617181920 N Cu Nb Nb Ti Ti Cu Cu C 图 6 试样 900℃ 时析出物的成分 Fig.6 Composition of precipitates at 900℃ · 1668 · 工程科学学报，第 43 卷，第 12 期

张炯明等：连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 ·1669 509 1.3连铸板坯常规技术措施 1.3.1连铸二冷配水 铸坯出一冷后，需要继续冷却，在二次冷却区 继续对铸坯表面温度进行喷水，目前二冷配水有 两种方式，一种是静态水表配水920，水表中冷却 200m 200um 水量是拉速的二次函数，当拉速变化时，冷却水量 750℃ 立即发生变化，铸坯的热滞后明显，带来表面温度 的波动，其凝固组织不稳定，会出现凝固搭桥现 象，形成偏析.另一种是动态配水，国内外很多学 者进行了相关研究-2刈动态配水又分两类，第一 200m 类是等效拉速方法，计算机记录铸坯到达某一位 图7A32各温度下的断口金相组织 置经历的时间，将铸坯到弯月面距离除以该时间 Fig.7 A32 organization of A32 at different temperatures 得到过往拉速，再将过往拉速与即时拉速加权平 均得到等效拉速，二冷的水量是等效拉速的二次 950℃ 875℃ 函数.第二类动态配水是利用数学模型模拟浇注 过程，拉速发生变化时首先按等效拉速法给出冷 却水量进行控制，然后根据实际水量计算铸坯某 冷却区出口的表面温度，求出计算温度与该位置 200m 00m 设定温度的差，以此调整二冷各区的冷却水量，最 825℃ 750℃ 终达到一致.达涅利铸机很多采用等效拉速方法 进行配水，是一种简易的动态配水，这种控制对非 稳态铸坯表面温度的波动有一定的改善作用，但 还是存在一定的热滞后现象，还会造成非稳态铸 坯表面温度的波动 200um 200m 在第二类动态配水基础上，又发展了一种闭环 图8A32各温度下的断口形貌 动态配水，采用的是二维数学模型，避开脆性区矫 Fig.8 Fracture surface of A32 at different temperatures 直，然后根据钢种、锰硫质量比、压缩比、钢材用途 等确定冷却方式，给出每个钢类典型的冷却曲线. 组织由边部到中心分别为细等轴晶区、柱状晶区 有些具有幅切功能的铸机，边部可单独控制，边部 和和粗大等轴晶区.柱状晶由于传热的作用会形 的水量为模型计算出中部的水量乘以系数，这一系 成二次枝晶，在一次、二次枝晶间存在液相，液相 数凭经验而定，给出各铸坯宽度对应的系数表，该 所含的合金元素溶质成分高于固相的一次、二次 系数不能随铸机状况变化进行调整，给实际操作带 枝晶，形成微观偏析（枝晶偏析），在流动的作用 来很大困难，但目前多家钢厂均采用这种模式进行 下，这些微观未凝固的小液相区聚集在一起就形 配水，实际生产中，这种配水方式会产生很多困难 成宏观偏析，表现为中心偏析或1/4偏析 如某厂4号机投用这种配水方式时，对某一钢种调 12.3连铸坯的中心疏松、缩孔形成机理 整好边部系数后，当铸机状态发生改变导致铸坯出 连铸是钢水发生相变、液态变成固态、体积发 现表面裂纹时就需要重新调整边部系数，最终导致 生收缩的过程，而在固-液相线温度区间内，钢水 同一钢种可能出现多个边部系数.关于配水的另一 处于糊状区，既有液相、也有固相，钢水流动状态 个问题是不同季节的温度差异对于铸坯的冷却有 发生变化，当固相率很高时，钢水流动性很差，无 不同影响，铸机开始浇注和浇注一段时间后，铸机 法起到补缩作用，此时形成的缩孔保留在铸坯内， 本身的温度有较大变化，其对铸坯的冷却也有一定 有些微小缩孔称为疏松，钢水的最后凝固阶段在 影响，目前二冷配水没有考虑这一问题，而且这一 铸坯的中心，所以称为中心缩孔及中心疏松，通过 问题在北方钢厂表现的尤为突出 现场低倍检验结果的照片可以对中心缩孔及中心 1.3.2连铸轻压下技术 疏松进行评级 通过在连铸坯凝固末端附近施加压力（热应

组织由边部到中心分别为细等轴晶区、柱状晶区 和和粗大等轴晶区. 柱状晶由于传热的作用会形 成二次枝晶，在一次、二次枝晶间存在液相，液相 所含的合金元素溶质成分高于固相的一次、二次 枝晶，形成微观偏析（枝晶偏析），在流动的作用 下，这些微观未凝固的小液相区聚集在一起就形 成宏观偏析，表现为中心偏析或 1/4 偏析. 1.2.3 连铸坯的中心疏松、缩孔形成机理 连铸是钢水发生相变、液态变成固态、体积发 生收缩的过程，而在固−液相线温度区间内，钢水 处于糊状区，既有液相、也有固相，钢水流动状态 发生变化，当固相率很高时，钢水流动性很差，无 法起到补缩作用，此时形成的缩孔保留在铸坯内， 有些微小缩孔称为疏松，钢水的最后凝固阶段在 铸坯的中心，所以称为中心缩孔及中心疏松，通过 现场低倍检验结果的照片可以对中心缩孔及中心 疏松进行评级. 1.3    连铸板坯常规技术措施 1.3.1 连铸二冷配水 铸坯出一冷后，需要继续冷却，在二次冷却区 继续对铸坯表面温度进行喷水，目前二冷配水有 两种方式，一种是静态水表配水[19−20] ，水表中冷却 水量是拉速的二次函数，当拉速变化时，冷却水量 立即发生变化，铸坯的热滞后明显，带来表面温度 的波动，其凝固组织不稳定，会出现凝固搭桥现 象，形成偏析. 另一种是动态配水，国内外很多学 者进行了相关研究[21−24] . 动态配水又分两类，第一 类是等效拉速方法，计算机记录铸坯到达某一位 置经历的时间，将铸坯到弯月面距离除以该时间 得到过往拉速，再将过往拉速与即时拉速加权平 均得到等效拉速，二冷的水量是等效拉速的二次 函数. 第二类动态配水是利用数学模型模拟浇注 过程，拉速发生变化时首先按等效拉速法给出冷 却水量进行控制，然后根据实际水量计算铸坯某 冷却区出口的表面温度，求出计算温度与该位置 设定温度的差，以此调整二冷各区的冷却水量，最 终达到一致. 达涅利铸机很多采用等效拉速方法 进行配水，是一种简易的动态配水，这种控制对非 稳态铸坯表面温度的波动有一定的改善作用，但 还是存在一定的热滞后现象，还会造成非稳态铸 坯表面温度的波动. 在第二类动态配水基础上，又发展了一种闭环 动态配水，采用的是二维数学模型，避开脆性区矫 直，然后根据钢种、锰硫质量比、压缩比、钢材用途 等确定冷却方式，给出每个钢类典型的冷却曲线. 有些具有幅切功能的铸机，边部可单独控制，边部 的水量为模型计算出中部的水量乘以系数，这一系 数凭经验而定，给出各铸坯宽度对应的系数表，该 系数不能随铸机状况变化进行调整，给实际操作带 来很大困难，但目前多家钢厂均采用这种模式进行 配水，实际生产中，这种配水方式会产生很多困难. 如某厂 4 号机投用这种配水方式时，对某一钢种调 整好边部系数后，当铸机状态发生改变导致铸坯出 现表面裂纹时就需要重新调整边部系数，最终导致 同一钢种可能出现多个边部系数. 关于配水的另一 个问题是不同季节的温度差异对于铸坯的冷却有 不同影响，铸机开始浇注和浇注一段时间后，铸机 本身的温度有较大变化，其对铸坯的冷却也有一定 影响，目前二冷配水没有考虑这一问题，而且这一 问题在北方钢厂表现的尤为突出. 1.3.2 连铸轻压下技术 通过在连铸坯凝固末端附近施加压力（热应 950 ℃ 825 ℃ 875 ℃ 750 ℃ 200 μm 200 μm 200 μm 200 μm 图 7 A32 各温度下的断口金相组织 Fig.7 A32 organization of A32 at different temperatures 950 ℃ 875 ℃ 825 ℃ 750 ℃ 200 μm 200 μm 200 μm 200 μm 图 8 A32 各温度下的断口形貌 Fig.8 Fracture surface of A32 at different temperatures 张炯明等： 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 · 1669 ·

·1670 工程科学学报，第43卷，第12期 力和机械压力)以产生一定的压下量，阻碍含富集 坯凝固末端轻压下技术，目前轻压下主要分为辊 偏析元素的钢液流动从而消除中心偏析，同时补 式轻压下、热应力轻压下和凝固末端连续锻压技 偿连铸坯的凝固收缩量以消除中心疏松，即为铸 术4，如图9所示 Reduction roll Secondary cooling Indenter water Solidus Shell Liquid core of the end of solidification 图9轻压下分类示意图 Fig Different types of soft reduction 20世纪90年代末出现了实施跟踪凝固终点 S.(2+0.5·(-1-2)/1 (2) 并据此调整辊缝的压下方法，即动态轻压下方法， 当A到B区间长度横跨三个扇形段时，每个 其中基于辊缝动态控制的辊式压下技术是轻压下 扇形段的压下量按照上述插值方法进行计算.非 技术应用的主要方向，该法将凝固终点附近辊列 稳态压下是当拉速发生变化时，模型计算出压下 的收缩锥度由常规的0.2mmm左右增加到0.8~ 起止固相率，即确定了发生变化后新的A、B位置， 1.4mmm,以补偿钢水凝固造成的收缩，消除由 模型通过插值运算计算出相应的位置与压下量， 此引起的钢水流动，使中心偏析显著减轻.在压下 发送给可编程逻辑控制器（简称PLC),PLC立即 工艺中有两个重要参数，一是压下量、二是压下位 控制扇形段的位移传感器，进行压下控制.当拉速 置，普遍认为这两个参数是通过实验确定的经验 发生波动时，压下段对应的铸坯固相率发生波动， 值，通过不同的压下量、压下位置的组合进行某个 压下量和压下位置重新计算引起波动，最终导致 钢种的压下实验，然后取低倍试样进行对比，找出 非稳态压下波动.图I1(a)是某厂稳态时第8扇形 优化方案，确定压下量与压下位置.目前的压下方 段压下量的变化情况，稳态时压下量控制的较为 式中的总压下量基本为一定值，多数铸机的总压 理想.图11(b)、图11(c)分别为非稳态时第7、8 下量是5mm或者6mm,压下量分配通过固相率 扇形段压下量变化情况，压下量随拉速波动较大， 插值方式分给各个扇形段，压下区间经常出现在两 这种波动对设备损害较大，为此宝钢一些生产低 个扇形段上，有时能达到三个扇形段压下，甚至四 碳钢的铸机取消了压下功能.此外，大多数企业实 个扇形段压下.两段压下量的设定如图10所示 际生产中，当拉速降低到0.5mmin以下时，会切 A B 换成手动模式，然后模型按开浇方式重新投入轻 压下模式，造成很长一段铸坯（长度约为20m)未 被压下，这段铸坯的偏析、疏松级别较重 1.3.3模型数据库及异钢种混浇计算 通常动态配水及压下模型对应有一个数据 因10压下示意图 库，数据库中包含目标温度、钢种代码及所对应的 Fig.10 Schematic of soft reduction 成分、各钢种在不同温度的焓或者比热容、密度 压下通过设定两个固相率作为轻压下的开始 以及各钢种压下参数等.目前很多二冷配水及压 与结束位置，开始位置A的铸坯中心固相率在某 下模型使用等效比热法来计算铸坯的温度，等效 一扇形段内.结束位置B在另一个扇形段内.如图10 比热的核心是将凝固潜热平均分配到固-液两相 所示.设定总压下量为S,则每扇形段的压下量计 区，而实际上凝固潜热并非平均分布，在液相线附 算公式如下，第一个扇形段的压下量为公式(1)： 近凝固潜热的放出要快于固相线附近，所以采用 S.(01+0.5·(l-l1-2)/l (1) 等效比热法会影响二冷水量和压下参数的准确计 第二个扇形段的压下量为公式(2)： 算.异钢种混浇是指在不更换中间包时更换浇注

力和机械压力）以产生一定的压下量，阻碍含富集 偏析元素的钢液流动从而消除中心偏析，同时补 偿连铸坯的凝固收缩量以消除中心疏松，即为铸 坯凝固末端轻压下技术，目前轻压下主要分为辊 式轻压下、热应力轻压下和凝固末端连续锻压技 术[24] ，如图 9 所示. Reduction roll Solidus Indenter Secondary cooling water Shell Liquid core of the end of solidification 图 9 轻压下分类示意图[25] Fig.9 Different types of soft reduction[25] 20 世纪 90 年代末出现了实施跟踪凝固终点 并据此调整辊缝的压下方法，即动态轻压下方法， 其中基于辊缝动态控制的辊式压下技术是轻压下 技术应用的主要方向，该法将凝固终点附近辊列 的收缩锥度由常规的 0.2 mm·m−1 左右增加到 0.8～ 1.4 mm·m−1，以补偿钢水凝固造成的收缩，消除由 此引起的钢水流动，使中心偏析显著减轻. 在压下 工艺中有两个重要参数，一是压下量、二是压下位 置，普遍认为这两个参数是通过实验确定的经验 值，通过不同的压下量、压下位置的组合进行某个 钢种的压下实验，然后取低倍试样进行对比，找出 优化方案，确定压下量与压下位置. 目前的压下方 式中的总压下量基本为一定值，多数铸机的总压 下量是 5 mm 或者 6 mm，压下量分配通过固相率 插值方式分给各个扇形段，压下区间经常出现在两 个扇形段上，有时能达到三个扇形段压下，甚至四 个扇形段压下. 两段压下量的设定如图 10 所示. A B l1 l l2 图 10 压下示意图 Fig.10 Schematic of soft reduction 压下通过设定两个固相率作为轻压下的开始 与结束位置，开始位置 A 的铸坯中心固相率在某 一扇形段内，结束位置 B 在另一个扇形段内，如图 10 所示. 设定总压下量为 S，则每扇形段的压下量计 算公式如下，第一个扇形段的压下量为公式（1）： S ·(l1 +0.5 ·(l−l1 −l2))/l （1） 第二个扇形段的压下量为公式（2）： S ·(l2 +0.5 ·(l−l1 −l2))/l （2） 当 A 到 B 区间长度横跨三个扇形段时，每个 扇形段的压下量按照上述插值方法进行计算. 非 稳态压下是当拉速发生变化时，模型计算出压下 起止固相率，即确定了发生变化后新的 A、B 位置， 模型通过插值运算计算出相应的位置与压下量， 发送给可编程逻辑控制器（简称 PLC），PLC 立即 控制扇形段的位移传感器，进行压下控制. 当拉速 发生波动时，压下段对应的铸坯固相率发生波动， 压下量和压下位置重新计算引起波动，最终导致 非稳态压下波动. 图 11（a）是某厂稳态时第 8 扇形 段压下量的变化情况, 稳态时压下量控制的较为 理想. 图 11（b）、图 11（c）分别为非稳态时第 7、 8 扇形段压下量变化情况，压下量随拉速波动较大， 这种波动对设备损害较大，为此宝钢一些生产低 碳钢的铸机取消了压下功能. 此外，大多数企业实 际生产中，当拉速降低到 0.5 m·min−1 以下时，会切 换成手动模式，然后模型按开浇方式重新投入轻 压下模式，造成很长一段铸坯（长度约为 20 m）未 被压下，这段铸坯的偏析、疏松级别较重. 1.3.3 模型数据库及异钢种混浇计算 通常动态配水及压下模型对应有一个数据 库，数据库中包含目标温度、钢种代码及所对应的 成分、各钢种在不同温度的焓或者比热容、密度 以及各钢种压下参数等. 目前很多二冷配水及压 下模型使用等效比热法来计算铸坯的温度，等效 比热的核心是将凝固潜热平均分配到固−液两相 区，而实际上凝固潜热并非平均分布，在液相线附 近凝固潜热的放出要快于固相线附近，所以采用 等效比热法会影响二冷水量和压下参数的准确计 算. 异钢种混浇是指在不更换中间包时更换浇注 · 1670 · 工程科学学报，第 43 卷，第 12 期

张炯明等：连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 1671 Segment.7 solid fractions:0.14-44 Segment.8 solid fractions:0.44-1 1.4 (a) 1.4 (b) 1.2 1.2 12 L'uauS 1.2 1.0 (c) 12 1.0 1.0 1.0 1.0 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.6 0.6 0.6 0.6 0.6 0.4 -Reduction 0.6 0.4 0.4 0.4 0.2 0.2 0.2 0.2 2 the 。T 0.4 -0.2 580859095100105110 510520530540550560570 510520530540550560570 Time/min Time/min Time/min 图11稳态与非稳态过程典型扇形段压下量的变化.()稳态时第8扇形段压下量变化：(b)为非稳态时第7扇形段压下量变化：(c)为非稳态时 第8扇形段压下量变化 Fig.11 Variation of the typical soft reduction at the steady state and nonsteady state:(a)variation of the reduction amount of seg.8 at the steady state;(b) variation of the reduction amount of segment.7 at the nonsteady state:(c)variation of the reduction amount of segment.8 at the nonsteady state 钢种，从浇注第二个钢种的某时刻开始，中间包里 P (3) 8x dx 的钢水成分会发生变化，最终完全达到第二个钢 种钢水成分.为了降低成本，这种现象普遍存在于 其中，H为钢的热焓，Jkg；T为温度，℃；A为导热 各个钢铁企业.目前二冷配水和压下模型没有考 系数，WmK;p为钢的密度，kgm3 模型的假设条件如下： 虑到这一问题，通常采用的是质量加权平均来计 (1)忽略拉坯方向传热和结晶器弯月面处的 算成分，没有考虑到中间包钢水的死区和钢水流 传热；(2)结晶器钢水液面的温度为中间包钢水的 动对合金元素浓度分布的影响，计算结果不准确 温度：(3)将铸坯内液相穴的对流换热等效为传导 目前的混浇操作中，浇注第二个钢种时，二冷和压 传热来处理；(4)认为铸坯中心对称，只研究1/4铸 下模型对应的钢种成分会突然修改为第二个钢种 坯断面.初始及边界条件为： 的成分，固-液相线温度会突然变化，目标温度也 一0时，结晶器的钢液温度和中间包浇注温度 会发生突然变化，导致二冷水量、压下位置和压下 (Tp)相同： 量等参数突然变化，最终导致混浇坯铸坯质量变 T(x≥0，y≥0，t=0)=Tp (4) 差，混浇坯长度计算不准确等问题.综上所述，现 1)铸坯中心，凝固传热模型中心对称： 有二冷配水和压下存在的问题制约了二冷配水和 压下的效果，导致实际生产过程不能很好地利用 y =0 (5) 二冷配水和压下技术，产品质量得不到很好的改 2)铸坯表面，结晶器(Mold,第二类边界条 善甚至恶化，基于此，本团队近年来就相关问题展 件)、足辊区(FR,第三类边界条件)二冷区(SC,第 开研究，开发了三维二冷动态配水与精准压下模 三类边界条件)以及空冷区(AC,第一类边界条 型，形成了双目标温度设定、精准可控单段压下、 件)的边界条件分别考虑： 连铸非稳态压下、异钢种混浇二冷与压下控制和 Mold:-AOT=-OT (6) 凝固终点W形预测与控制等几项技术，通过现场 0x =9=A-BVM 实施和应用，铸坯质量得到了有效改善 aT FR:- =-λ 0x y =hi(Tb-Tw)+ 2三维二冷动态配水与精准压下模型建立 8o[(Tb+273)4-(Ta+273)4] (7) 与应用 SCI:-AOT =h2(Tb-Tw)+8o[(Tb+273)4-(Ta+273)4] 2.1模型建立与技术应用 (8) 三维二冷动态配水及精准压下的模型建立了 sC2:-r=80+273)-(T+273(9) y 钢水在连铸过程三维数学模型2阿，三维数学模型 aT aT 考虑铸坯宽度方向、厚度方向和拉坯方向三个方 AC:- =r[(T6+273)-(Ta+273)] dy 向的边界条件进行水量计算，模型可显示三个方 (10) 向上的温度场.首先建立传热方程，忽略了拉坯方 其中，q为单位面积热通量，Wm2;h、h分别为 向的热量传递，故板坯凝固的二维传热微分方程为： 足辊区和二冷区换热系数，Wm2.℃：σ为波尔茨

钢种，从浇注第二个钢种的某时刻开始，中间包里 的钢水成分会发生变化，最终完全达到第二个钢 种钢水成分. 为了降低成本，这种现象普遍存在于 各个钢铁企业. 目前二冷配水和压下模型没有考 虑到这一问题，通常采用的是质量加权平均来计 算成分，没有考虑到中间包钢水的死区和钢水流 动对合金元素浓度分布的影响，计算结果不准确. 目前的混浇操作中，浇注第二个钢种时，二冷和压 下模型对应的钢种成分会突然修改为第二个钢种 的成分，固−液相线温度会突然变化，目标温度也 会发生突然变化，导致二冷水量、压下位置和压下 量等参数突然变化，最终导致混浇坯铸坯质量变 差，混浇坯长度计算不准确等问题. 综上所述，现 有二冷配水和压下存在的问题制约了二冷配水和 压下的效果，导致实际生产过程不能很好地利用 二冷配水和压下技术，产品质量得不到很好的改 善甚至恶化，基于此，本团队近年来就相关问题展 开研究，开发了三维二冷动态配水与精准压下模 型，形成了双目标温度设定、精准可控单段压下、 连铸非稳态压下、异钢种混浇二冷与压下控制和 凝固终点 W 形预测与控制等几项技术，通过现场 实施和应用，铸坯质量得到了有效改善. 2    三维二冷动态配水与精准压下模型建立 与应用 2.1    模型建立与技术应用 三维二冷动态配水及精准压下的模型建立了 钢水在连铸过程三维数学模型[26] ，三维数学模型 考虑铸坯宽度方向、厚度方向和拉坯方向三个方 向的边界条件进行水量计算，模型可显示三个方 向上的温度场. 首先建立传热方程，忽略了拉坯方 向的热量传递，故板坯凝固的二维传热微分方程为： ρ ∂H ∂t = ∂ ∂x ( λ ∂T ∂x ) + ∂ ∂y ( λ ∂T ∂y ) （3） H T λ ρ 其中， 为钢的热焓，J·kg−1 ； 为温度，℃； 为导热 系数，W·m−1·K−1 ； 为钢的密度，kg·m−3 . 模型的假设条件如下： （1）忽略拉坯方向传热和结晶器弯月面处的 传热；（2）结晶器钢水液面的温度为中间包钢水的 温度；（3）将铸坯内液相穴的对流换热等效为传导 传热来处理；（4）认为铸坯中心对称，只研究 1/4 铸 坯断面. 初始及边界条件为: Tp t=0 时，结晶器的钢液温度和中间包浇注温度 （ ）相同： T(x ⩾ 0, y ⩾ 0,t = 0) = Tp （4） 1) 铸坯中心，凝固传热模型中心对称： −λ ∂T ∂x = −λ ∂T ∂y = 0 （5） 2) 铸坯表面 ，结晶器（ Mold，第二类边界条 件）、足辊区（FR，第三类边界条件）二冷区（SC，第 三类边界条件）以及空冷区（AC，第一类边界条 件）的边界条件分别考虑： Mold :−λ ∂T ∂x = −λ ∂T ∂y = qxy = A− B √ t （6） FR:−λ ∂T ∂x = −λ ∂T ∂y = h1(Tb −Tw)+ εσ[(Tb +273)4 −(Ta +273)4 ] （7） SC1:−λ ∂T ∂x =h2(Tb −Tw)+εσ[(Tb +273)4−(Ta+273)4 ] （8） SC2:−λ ∂T ∂y = εσ[(Tb +273)4 −(Ta +273)4 ] （9） AC:−λ ∂T ∂x = −λ ∂T ∂y = εσ[(Tb +273)4 −(Ta +273)4 ] （10） qxy h1、h2 σ 其中， 为单位面积热通量，W·m−2 ； 分别为 足辊区和二冷区换热系数，W·m−2 ·℃−1 ； 为波尔茨 1.4 1.2 1.0 Segment.8 reduction/mm 0.8 0.6 0.4 0.2 1.2 1.0 0.8 Casting speed/(m·min−1 ) 0.6 0.4 Time/min 75 80 85 90 95 100 105 110 (a) Reduction Casting speed Time from enrty to exit the segment Segment.7 reduction/mm 1.4 Segment.7 solid fractions: 0.14−44 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0 −0.2 Casting speed/(m·min−1 ) Time/min 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0 0.2 (b) Reduction Casting speed Time from enrty to exit the segment 510 530 540 550 560 570 510 520 14.7 min 550.45 min 565.15 min Segment.8 reduction/mm Segment.8 solid fractions: 0.44−1 Casting speed/(m·min−1 ) 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0 0.2 (c) Reduction Casting speed Time from enrty to exit the segment Time/min 510 530 540 550 560 570 520 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0 13.30 min 552.90 min 567.20 min 图 11 稳态与非稳态过程典型扇形段压下量的变化. （a）稳态时第 8 扇形段压下量变化；（b）为非稳态时第 7 扇形段压下量变化；（c）为非稳态时 第 8 扇形段压下量变化 Fig.11 Variation of the typical soft reduction at the steady state and nonsteady state: (a) variation of the reduction amount of seg.8 at the steady state；(b) variation of the reduction amount of segment.7 at the nonsteady state；(c) variation of the reduction amount of segment.8 at the nonsteady state 张炯明等： 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 · 1671 ·

·1672 工程科学学报，第43卷，第12期 曼常数，取1.380649×102，JK-:ε为铸坯外表面的 (a)Type1 T T T T LL+888+YY 辐射率，钢一般取0.85；Ta、Tb、Tw分别为各区设 (b)Type 2 727 定目标温度、铸坯表面中心温度、二冷水温度，℃ LL+8δ8+y yta a+P 3)二冷的各冷却区的换热系数hP可： (c)Type 3 727℃ LL+8 8+y yta a+P h=Aw”+B (11) (d)Type 4 T11495℃ 3 727℃ LL+8L+Y 2 yta a+P 其中：w为水流密度，Lm2s;A、B、n为常数 (e)Type 5 727℃ 采用显式和隐式组合而成的交替方向隐式差 Lty yta a+P 分法进行求解以“坯龄”（坯壳生成后所经历的 (f)Type 6 727 Lty Y+Fe;C Fe;C+P 时间)为控制参数进行冷却控制，建立起“坯龄”和 图13六类钢凝固降温相变路径 传热的关系，求出换热系数h,再根据换热系数 Fig.13 Six phase change paths of steel solidification cooling h和冷却水量的对应关系，确定二冷各区的冷却水 液相线温度T和固相线温度T公式见文献[30]， 量.在非稳态控制中，拉速不再直接决定水量的大 T1~T5由公式(12)~(16)计算： 小，而是通过拉速计算出铸坯所在位置，从而决定 T1=1122.22×[C]+1395 (12) 在二冷区相应的位置供给铸坯冷却所需的水量 2.1.1三维二冷动态配水及精准压下数据库 T2=594.12×[C]+1395 (13) 2.1.1.1凝固降温路径和相组成 T3=912-240.26×[C] (14) 由铁碳相图（图12）2可知，不同碳含量的钢种 T4=912-8486.239×[C] (15) 从液相降温凝固到常温过程中会经历不同的相变过 T5=727+314.179×[C] (16) 程，考虑到钢种中其他元素对铁碳相图中相组成 其中，T表示L相开始向L+δ相转化时的温度； 的影响，根据国际焊接学会(W)碳当量公式碳当 I2表示δ相开始向+y相转化时的温度；T3表示 =w(C)+w(Mn)/6+[w(Cr)+w(Mo)+w(V)]/5+[w(Ni)+ Y相开始向y+a相转化时的温度；T4表示y+a相全 w(Cu)}/15对碳含量进行修正，下文中的碳含量[C] 部转化为α相时的温度；T5表示Y相开始向 值均是修正后碳当量的值.根据相图中相变点如 Y+Fe3C相转化时的温度；液相向固相发生转变时， P点、H点、J点、B点、S点及E点的碳含量作为 平衡凝固是极难实现的，实际的凝固过程都是非 分界点，其中C为碳含量，将不同碳含量分为0f(ci) (17) 400 The fifth type a+Fe/C i 200 Pa(T)=f(Pa,T) (18) 2 3 4 5 66.69 w(C)/% 其中，P。为钢种某一温度下α相的物性参数（固相 图12铁碳相图例 热焓、密度、导热系数)；c为第i个成分组元的质 Fig.12 Phase diagrams 量分数，%：n为钢种计算所用到的成分组元数量：

J·K −1 ε Ta、Tb、Tw 曼常数，取 1.380649×10−23 , ； 为铸坯外表面的 辐射率，钢一般取 0.85； 分别为各区设 定目标温度、铸坯表面中心温度、二冷水温度，℃. 3) 二冷的各冷却区的换热系数 h [27] ： h = Awn + B （11） 其中：w 为水流密度，L·m−2·s−1 ；A、B、n 为常数. 采用显式和隐式组合而成的交替方向隐式差 分法进行求解[28] . 以“坯龄”(坯壳生成后所经历的 时间) 为控制参数进行冷却控制，建立起“坯龄”和 传热的关系，求出换热系数 h，再根据换热系数 h 和冷却水量的对应关系，确定二冷各区的冷却水 量. 在非稳态控制中，拉速不再直接决定水量的大 小，而是通过拉速计算出铸坯所在位置，从而决定 在二冷区相应的位置供给铸坯冷却所需的水量. 2.1.1 三维二冷动态配水及精准压下数据库 2.1.1.1 凝固降温路径和相组成 由铁碳相图（图 12） [29] 可知，不同碳含量的钢种 从液相降温凝固到常温过程中会经历不同的相变过 程，考虑到钢种中其他元素对铁碳相图中相组成 的影响，根据国际焊接学会（IIW）碳当量公式碳当 量={w(C) +w(Mn)/6+[w(Cr)+w(Mo)+w(V) ]/5+[w(Ni)+ w(Cu)]}/15 对碳含量进行修正，下文中的碳含量 [C] 值均是修正后碳当量的值. 根据相图中相变点如 P 点、H 点、J 点、B 点、S 点及 E 点的碳含量作为 分界点，其中 C 为碳含量，将不同碳含量分为 0<[C]≤ 0.028%、 0.028%<[C]≤0.09%、 0.09%<[C]≤0.17%、 0.17%<[C]≤0.53%、0.53%<[C]≤0.77%、0.77%<[C]≤ 2.11% 划分成 1 到 6 类钢（Type1～Type6），同一类 钢降温过程中的相变和相组成是相同的. 降温过 程中，用 T1～T5 分别表示凝固过程中发生相变时 的温度，六类钢的相变路径如图 13 所示. 对于第 一类钢，降温至铁碳相图 PQ 线时，渗碳体析出量 极低，可忽略不计，故忽略了这一类钢的 PQ 相变. 1400 1200 1000 800 600 400 200 Fe 1 2 3 w(C)/% 4 5 6 6.69 0 Temperature/ ℃ α+Fe3C Fe3C γ+Fe3C 727 ℃ 1227 ℃ 1148 ℃ 2.11% 0.77 % 0.0218% 0.53% 0.17% 1394 ℃ 1538 ℃B 1495 ℃ 912 ℃ 4.3% E C G L L+γ α+γ α δ+γ L+δ δ γ N J H A S Q P L+Fe3C D F K The fifth type 图 12 铁碳相图[29] Fig.12 Phase diagrams[29] (a) Type 1 L L+δ L+δ L+δ δ+γ δ+γ δ+γ α+P 727 ℃ 727 ℃ 727 ℃ 727 ℃ 727 ℃ 1495 ℃ α+P α+P α+P γ+Fe3C Fe3C+P α γ γ δ γ δ L+δ L+γ L+γ γ γ γ+α γ+α γ+α γ+α γ+α L+γ γ L L L L L (b) Type 2 (c) Type 3 (d) Type 4 (e) Type 5 (f) Type 6 Tl Ts T1 T2 T3 T4 Tl Ts T1 T2 T3 Ts Ts Ts Tl Tl Tl Tl T2 T3 T3 T3 T5 Ts 图 13 六类钢凝固降温相变路径 Fig.13 Six phase change paths of steel solidification cooling 液相线温度 Tl 和固相线温度 Ts公式见文献 [30]， T1～T5 由公式 (12)～(16) 计算： T1 = 1122.22×[C]+1395 （12） T2 = 594.12×[C]+1395 （13） T3 = 912−240.26×[C] （14） T4 = 912−8486.239×[C] （15） T5 = 727+314.179×[C] （16） 其中，T1 表示 L 相开始向 L+δ 相转化时的温度； T2 表示 δ 相开始向 δ+γ 相转化时的温度；T3 表示 γ 相开始向 γ+α 相转化时的温度；T4 表示 γ+α 相全 部 转 化 为 α 相 时 的 温 度 ； T5 表 示 γ 相 开 始 向 γ+Fe3C 相转化时的温度；液相向固相发生转变时， 平衡凝固是极难实现的，实际的凝固过程都是非 平衡凝固，固−液两相的均匀化来不及通过传质而 充分进行，则除界面处能处于局部平衡状态外，固− 液两相中平均成分势必偏离平衡相图所确定的数 值. 钢的固相分数 f s 和液相分数 f l 通过 Scheil− Gulliver 方程[31] 求解. 钢发生固态相转变时，固−固 两相区之间的相组成根据相图采用杠杆定律计算. 2.1.1.2 钢种热物性参数的计算 （1）钢种固相热焓、密度及导热系数计算. 计算钢种的固相热焓、密度及导热系数时，首 先根据上一部分内容确定该钢种各温度段的相组 成. 基于该钢种各相的化学成分及已有数据分析 计算该相的物性参数，如公式 (17) 所示，进而得到 该相的物性参数与温度的对应关系，如公式（18） 所示. Pα = ∑n i=1 f(ci) （17） Pα (T) = f(Pα ,T) （18） Pα ci 其中， 为钢种某一温度下 α 相的物性参数（固相 热焓、密度、导热系数）； 为第 i 个成分组元的质 量分数，%；n 为钢种计算所用到的成分组元数量； · 1672 · 工程科学学报，第 43 卷，第 12 期

张炯明等：连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 ·1673· f(c)第i个成分组元与纯相a某一物性参数之间 h为钢的显焓：L为钢种的凝固潜热：单位均为 的函数关系；P。(T)一纯相α在T温度下的某一物 Jkg 性参数；fPa,T)为Pa(T)与Pa和T的函数关系式 2.1.1.3导热系数修正 根据钢种的相组成及每个相的性能利用混合 连铸过程中，钢水在液相穴内的湍流流动导 定律计算出材料的整体性能，如式(19)： 致钢水的导热系数明显大于坯壳（固态钢）的导热 P=PaXa+PpXB (19) 系数.因此，数据库中钢的导热系数分为两个部 其中，P为钢种某一温度下的物性参数：P为钢种 分，首先是固态钢的导热系数，其次是以固态钢导 某一温度下α相的物性参数；Ka为钢种某一温度 热系数和湍流效应为基础对钢水导热系数进行修 下α相的相分数，%；PB为钢种某一温度下B相的 正的修正因子M常数).通过数值模拟计算得到连 物性参数；XB为钢种某一温度下阝相的相分数，% 铸过程中液相穴内钢水的有效导热系数，进而得 (2)钢种液相热焓值及凝固潜热处理 出了导热系数的修正因子，模拟计算中流动、传 钢在凝固时会释放凝固潜热，凝固潜热按下 热、凝固方程及参数见文献[32-33].图14(a)为通 面方法计算.钢种在温度T时的焓值H由公式 过数值模拟计算得出的Q345的有效导热系数云 (20)~(21)计算，固液相率及f由前面提到的 图分布，在铸坯各横向截面作有效导热系数平均 Scheil--GulliverB方程确定， 化处理，得出了钢水有效导热系数随拉坯方向的 H=△h+h+L (20) 变化曲线（图14b),根据该曲线确定了软件中结 HT=fsHs+f (21) 晶器及二冷各区的钢水的有效导热系数值，结晶 其中，H为钢种固态时在温度T时的焓值；H为钢 器区域M为4，二冷区M为3.在数据库中写入各 种液态时在温度T时的焓值；△h为钢的过热焓； 分区M值，即实现了对导热系数的修正， (a) 0.5 200 10 (b) 180 9 8 K(W-m-1-K-) 160 140 120 5 -Calculated 60 40 2 0 04 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 30 Thic 010.8 width/m Distance from meniscus/m 0. 图14Q345有效导热系数分布及M值沿拉坯方向变化.(a)有效导热系数分布：(b)M值沿拉坯方向变化 Fig.14 Effective thermal conductivity and M:(a)distribution of effective thermal conductivity;(b)variation of Mon the direction of casting 2.1.2双目标温度设定技术及其应用 冷水量分布均匀，减少铸坯表面裂纹和角横裂纹， 对于具有幅切功能的铸机，通常是确定中心 减轻W形状凝固终点 的冷却水量，边部的冷却水量为中心的冷却水量 2.1.3压下量及压下位置确定技术 乘以一系数，数据库中有一数据表，可根据实际情 压下技术是将凝固终点附近辊列的收缩锥度 况进行调整，本研究采用双目标温度，即设定铸坯 由常规的0.2mmm左右增加到0.8~1.4mmm, 表面中心、铸坯表面角部的目标温度不同，计算达 以补偿钢水凝固造成的收缩，消除由此引起的钢 到铸坯中心、边部的目标温度所需要的中部、边 水流动，使中心偏析显著减轻 部的冷却水量并进行设定.这样设定的边部水量 轻压下工艺压下位置和压下量是两个重要参 更为合理、准确.以这种控制方式控制，能够使二 数，关于这两个参数普遍认为由实际经验确定.本

f(ci) Pα (T) f(Pα ,T) Pα (T) Pα 第 i 个成分组元与纯相 α 某一物性参数之间 的函数关系； —纯相 α 在 T 温度下的某一物 性参数； 为 与 和 T 的函数关系式. 根据钢种的相组成及每个相的性能利用混合 定律计算出材料的整体性能，如式（19）： P = Pα χα + Pβ χβ （19） Pα χα Pβ χβ 其中，P 为钢种某一温度下的物性参数； 为钢种 某一温度下 α 相的物性参数； 为钢种某一温度 下 α 相的相分数，%； 为钢种某一温度下 β 相的 物性参数； 为钢种某一温度下 β 相的相分数，%. （2）钢种液相热焓值及凝固潜热处理. 钢在凝固时会释放凝固潜热，凝固潜热按下 面方法计算. 钢种在温度 T 时的焓值 HT 由公式 （20）～（21）计算，固液相率 f s 及 f l 由前面提到的 Scheil−Gulliver[31] 方程确定. Hl = ∆h+h+ L （20） HT = fsHs + flHl （21） Hs Hl ∆h 其中， 为钢种固态时在温度 T 时的焓值； 为钢 种液态时在温度 T 时的焓值； 为钢的过热焓； h 为钢的显焓 ； L 为钢种的凝固潜热 ；单位均 为 J·kg−1 . 2.1.1.3 导热系数修正 连铸过程中，钢水在液相穴内的湍流流动导 致钢水的导热系数明显大于坯壳（固态钢）的导热 系数. 因此，数据库中钢的导热系数分为两个部 分，首先是固态钢的导热系数，其次是以固态钢导 热系数和湍流效应为基础对钢水导热系数进行修 正的修正因子 M(常数). 通过数值模拟计算得到连 铸过程中液相穴内钢水的有效导热系数，进而得 出了导热系数的修正因子，模拟计算中流动、传 热、凝固方程及参数见文献 [32−33]. 图 14(a) 为通 过数值模拟计算得出的 Q345 的有效导热系数云 图分布，在铸坯各横向截面作有效导热系数平均 化处理，得出了钢水有效导热系数随拉坯方向的 变化曲线（图 14(b)），根据该曲线确定了软件中结 晶器及二冷各区的钢水的有效导热系数值，结晶 器区域 M 为 4，二冷区 M 为 3. 在数据库中写入各 分区 M 值，即实现了对导热系数的修正. 0.5 Keff/(W·m−1·K−1) 0 −0.5 −1.0 −1.5 −2.0 −2.5 −3.0 −3.5 −0.1 −0.4 −0.8 z x y 0.1 0.8 0.4 0 0 (a)Distance from meniscus/m Thickness/m Width/m 150 140 130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 31 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 Effective thermal conductivity/(W·m 0 −1·K−1 ) M Distance from meniscus/m 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 Mould Foot roll Zone 1 Zone 2 Calculated Setting Solid phase M (b) 图 14 Q345 有效导热系数分布及 M 值沿拉坯方向变化. （a）有效导热系数分布；（b） M 值沿拉坯方向变化 Fig.14 Effective thermal conductivity and M: (a) distribution of effective thermal conductivity; (b) variation of M on the direction of casting 2.1.2 双目标温度设定技术及其应用 对于具有幅切功能的铸机，通常是确定中心 的冷却水量，边部的冷却水量为中心的冷却水量 乘以一系数，数据库中有一数据表，可根据实际情 况进行调整，本研究采用双目标温度，即设定铸坯 表面中心、铸坯表面角部的目标温度不同，计算达 到铸坯中心、边部的目标温度所需要的中部、边 部的冷却水量并进行设定. 这样设定的边部水量 更为合理、准确. 以这种控制方式控制，能够使二 冷水量分布均匀，减少铸坯表面裂纹和角横裂纹， 减轻 W 形状凝固终点. 2.1.3 压下量及压下位置确定技术 压下技术是将凝固终点附近辊列的收缩锥度 由常规的 0.2 mm·m−1 左右增加到 0.8～1.4 mm·m−1 ， 以补偿钢水凝固造成的收缩，消除由此引起的钢 水流动，使中心偏析显著减轻. 轻压下工艺压下位置和压下量是两个重要参 数，关于这两个参数普遍认为由实际经验确定. 本 张炯明等： 连铸板坯三维二冷动态配水与精准压下研究与应用 · 1673 ·

.1674 工程科学学报，第43卷，第12期 文提出的压下量的计算公式如下： 避开损坏的扇形段进行压下，奥钢联轻压下通常 S=[max(S1,S2)+S3+S4l/n+S5 (22) 将压下区间对应铸坯中心固相率设置为03~ 其中，S为总压下量，mm;S1为中心偏析沿厚度方 0.95,即中心固相率为0.3时开始压下，中心固相率 向带宽，mm;S2为中心疏松或缩孔沿厚度方向的 为0.95时结束压下.本技术将钢种分为几个大类， 带宽，mm;n为压下效率，为芯部变形量与铸坯厚 取铸坯的纵剖试样做低倍检验，找出V型偏析的 度方向总变形量之比；S3为铸坯凝固收缩量，mm: 形成位置，测量其到铸坯中心线的距离，认为 S4为板坯鼓肚量，mm;S为铸坯因温度降低引起 V型偏析形成点的坯壳固相率为0.9~1.0，由6可 的热收缩量，mm. 计算该位置对应的中心固相率，以此确定压下开 2.1.4精确可控单段压下技术 始位置.图15为不同末端压下量铸坯中心偏析情 以Q345钢为例，首先将中心固相率为0.9对 况，其中图15(a)为C偏析度，图15b)为末端轻压 应的位置作为该钢种轻压下的结束位置，考虑将 下2mm铸坯的低倍检验结果，图15(c)为末端压 该位置设定在某一扇形段的出口处，模型可以根 下10mm铸坯的低倍检验结果，可以看出末端压 据这一设定值反向计算拉坯速度，给出合理的建 下量增大后岛状偏析加重，形成带状偏析，中心偏 议拉速.通常上V型偏析开始形成位置对应铸坯 析度高达1.15.通过低倍检验结果，测量铸坯岛状 中心固相率为0.55，结合模型计算和经验参数，中 偏析的形貌及岛状偏析的尺寸，确定岛状偏析边 心固相率0.55~0.9这个区间对应铸坯长度约为 界距离铸坯中心的距离，岛状偏析边界固相率为 1.5m,而一个扇形段长度在2.0m左右，可实现在 1,计算出铸坯中心所对应的固相率，即为压下的 一个扇形段内压下，以此可实施精准压下，同时能 结束位置. -Reduction 1:2,3,5,2 mm Reduction 2:2,3,5,10 mm 1.20 Reduction 1 目L5 Casting speed:1.5 m'min b 1.05 32- Reduction 2 1.00 0.95 (a) (c) 0.90 -20.020406080100 Distance from the center of thickness/mm 图15不同末端压下量铸坯中心偏析情况.(a)两种末端压下量对应C偏析度结果：(b)末端压下2mm低倍结果：(c)末端压下10mm低倍结果 Fig.15 Center segregation of different reduction amount at the end of solidification:(a)result ofC segregation ratio:(b)macrostructure of C segregation of 2 mm reduction amount:(c)macrostructure of C segregation of 10 mm reduction amount 2.1.5连铸非稳态压下技术 有变化，临界点位置变化幅度小于200mm时，模 连铸生产过程受铸机状态和生产计划等多因 型锁定压下位置及压下量均固定不变，只有当两 素影响，拉速变化，即非稳态状态时常发生.目前 个临界点位置移动超过200mm时，才按照模型的 普遍采用的压下方式是通过模型计算压下起止点 计算结果进行控制，调节压下量和压下位置，同时 的位置来实时指导压下过程，拉速波动时，模型计 压下量分多次调节，每次调节量不超过0.5mm,调 算的起点和结束点位置发生变化，压下位置和各 节量可根据液压阀的灵敏度进行修正.由此在非 段压下量随即发生变化，如图16(a)所示，这就容 稳态过程中实现对压下量的稳定控制，如图16(b) 易造成压下位置和压下量的频繁波动，而本技术 所示 采用临界点控制法，可有效解决压下位置和压下 此外，针对切换过程造成的很长一段铸坯未 段的频繁波动现象.在压下结束位置两侧200mm 被压下的情况，提出全过程自适应压下控制方式， 处设置两个临界点，当拉速变化时，临界点位置均 拉速降到0.5mmin以下时，模型同样可以计算

文提出的压下量的计算公式如下： S = [max(S 1,S 2)+S 3 +S 4]/n+S 5 （22） 其中，S 为总压下量，mm；S1 为中心偏析沿厚度方 向带宽，mm；S2 为中心疏松或缩孔沿厚度方向的 带宽，mm；n 为压下效率，为芯部变形量与铸坯厚 度方向总变形量之比；S3 为铸坯凝固收缩量，mm； S4 为板坯鼓肚量，mm；S5 为铸坯因温度降低引起 的热收缩量，mm. 2.1.4 精确可控单段压下技术 以 Q345 钢为例，首先将中心固相率为 0.9 对 应的位置作为该钢种轻压下的结束位置，考虑将 该位置设定在某一扇形段的出口处，模型可以根 据这一设定值反向计算拉坯速度，给出合理的建 议拉速. 通常上 V 型偏析开始形成位置对应铸坯 中心固相率为 0.55，结合模型计算和经验参数，中 心固相率 0.55～0.9 这个区间对应铸坯长度约为 1.5 m，而一个扇形段长度在 2.0 m 左右，可实现在 一个扇形段内压下. 以此可实施精准压下，同时能 避开损坏的扇形段进行压下. 奥钢联轻压下通常 将压下区间对应铸坯中心固相率设置 为 0.3～ 0.95，即中心固相率为 0.3 时开始压下，中心固相率 为 0.95 时结束压下. 本技术将钢种分为几个大类， 取铸坯的纵剖试样做低倍检验，找出 V 型偏析的 形成位置，测量其到铸坯中心线的距离 δ，认为 V 型偏析形成点的坯壳固相率为 0.9～1.0，由 δ 可 计算该位置对应的中心固相率，以此确定压下开 始位置. 图 15 为不同末端压下量铸坯中心偏析情 况，其中图 15(a) 为 C 偏析度，图 15(b) 为末端轻压 下 2 mm 铸坯的低倍检验结果，图 15(c) 为末端压 下 10 mm 铸坯的低倍检验结果，可以看出末端压 下量增大后岛状偏析加重，形成带状偏析，中心偏 析度高达 1.15. 通过低倍检验结果，测量铸坯岛状 偏析的形貌及岛状偏析的尺寸，确定岛状偏析边 界距离铸坯中心的距离，岛状偏析边界固相率为 1，计算出铸坯中心所对应的固相率，即为压下的 结束位置. −20 0 20 40 60 80 100 1.20 1.15 1.10 1.05 1.00 0.95 0.90 C segregation ratio Distance from the center of thickness/mm Casting speed: 1.5 m·min−1 Reduction 1: 2, 3, 5, 2 mm Reduction 2: 2, 3, 5, 10 mm 180 (a) (b) (c) Reduction 1 Reduction 2 图 15 不同末端压下量铸坯中心偏析情况. （a）两种末端压下量对应 C 偏析度结果；（b）末端压下 2 mm 低倍结果；（c）末端压下 10 mm 低倍结果 Fig.15 Center segregation of different reduction amount at the end of solidification：(a) result of C segregation ratio；(b) macrostructure of C segregation of 2 mm reduction amount；(c) macrostructure of C segregation of 10 mm reduction amount 2.1.5 连铸非稳态压下技术 连铸生产过程受铸机状态和生产计划等多因 素影响，拉速变化，即非稳态状态时常发生. 目前 普遍采用的压下方式是通过模型计算压下起止点 的位置来实时指导压下过程，拉速波动时，模型计 算的起点和结束点位置发生变化，压下位置和各 段压下量随即发生变化，如图 16(a) 所示，这就容 易造成压下位置和压下量的频繁波动，而本技术 采用临界点控制法，可有效解决压下位置和压下 段的频繁波动现象. 在压下结束位置两侧 200 mm 处设置两个临界点，当拉速变化时，临界点位置均 有变化，临界点位置变化幅度小于 200 mm 时，模 型锁定压下位置及压下量均固定不变，只有当两 个临界点位置移动超过 200 mm 时，才按照模型的 计算结果进行控制，调节压下量和压下位置，同时 压下量分多次调节，每次调节量不超过 0.5 mm，调 节量可根据液压阀的灵敏度进行修正. 由此在非 稳态过程中实现对压下量的稳定控制，如图 16(b) 所示. 此外，针对切换过程造成的很长一段铸坯未 被压下的情况，提出全过程自适应压下控制方式， 拉速降到 0.5 m·min−1 以下时，模型同样可以计算 · 1674 · 工程科学学报，第 43 卷，第 12 期