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

工程科学学报，第39卷，第7期：9961007,2017年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.7:996-1007,July 2017 D0:10.13374j.issn2095-9389.2017.07.004:htp:/journals.ustb.edu.cm 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 安航航2》，包燕平)四，王敏”，赵立华”，王达志”，刘荣泉》，李鹏》 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 3)常熟市龙腾特种钢有限公司，常熟215500 区通信作者，E-mail:baoyp@usth.edu.cn 摘要基于ANSYS软件建立了310mm×360mm断面大方坯连铸过程二维凝固传热数学模型，并采用窄面射钉试验及铸 坯表面测温试验对模型的准确性进行了验证.通过模型研究了过热度、拉速和二冷比水量对铸坯中心固相率以及凝固坯壳 分布的影响，并结合高碳耐磨球钢BU的高温拉伸试验结果，确定了最佳的拉速以及最优轻压下压下区间要求.通过工业试 验对理论模型进行了验证，并分析研究了拉速对采用凝固末端电磁搅拌(FEMS)以及凝固末端17mm大压下量的轻压下技 术生产310mm×360mm断面大方坯高碳耐磨球钢BU铸坯的偏析和中心缩孔的影响.结果表明：采用凝固末端电磁搅拌和 轻压下复合技术，通过调整拉速优先满足轻压下压下区间要求，可显著降低中心偏析、V型偏析及中心缩孔，但如果仅达到凝 固末端电磁搅拌位置要求时，则铸坯中心质量不会得到明显改善。拉速为0.52m·m且轻压下压下区间铸坯中心固相率 为0.30~0.75时，偏析和中心缩孔有很大程度的改善，不合理的压下量分配会引起铸坯出现内裂纹以及中心负偏析. 关键词大方坯：高碳耐磨球钢：偏析：凝固末端电磁搅拌：轻压下 分类号TF777.2 Effect of combining F-EMS and MSR on the segregation and shrinkage cavity in con- tinuously cast high-earbon steel blooms AN Hang-hang':,BA0 Yan-ping》a,WANG Min'',ZHAO Li-hua”,WANG Da--hi',LIU Rong-quan》,LI Peng》 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Changshu Longteng Special Steel Co.Ltd.,Changshu 215500,China Corresponding author,E-mail:baoyp@ustb.edu.cn ABSTRACT This study established a two-dimensional mathematical model of solidification and heat transfer for a bloom with a 310mmx 360 mm cross-section using ANSYS software,which was verified by nail-shooting experiments in the narrow side of the bloom and surface temperature testing.The effect of the casting process parameters,such as superheat,casting speed,and secondary cooling intensity,on the solid fraction in the strand centerline and the solidified shell was investigated.Moreover,the optimum casting speed and the optimum solid fraction in the core of the partially solidified strand throughthe soft reduction zone were determined by the model considering the hot ductility of the high-earbon wear-resistant ball steel BU.Plant trials of BU with different casting speeds were performed to validate the theoretical model and analyze the effect of the casting speed on the segregation and shrinkage cavity of BU on a 310 mm x 360 mm bloom caster equipped with final electromagnetic stirring (F-EMS)combined with mechanical soft reduction (reduction amount with 17mm).The results show that the inner defects (e.g.,center segregation,V-segregation,and shrinkage cav- 收稿日期：2016-1005 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51404018)：钢铁治金新技术国家重点实验室自主基金资助项目(41614014)

工程科学学报，第 39 卷，第 7 期: 996--1007，2017 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 7: 996--1007，July 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 07． 004; http: / /journals． ustb． edu． cn 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 安航航1，2) ，包燕平1) ，王 敏1) ，赵立华1) ，王达志1) ，刘荣泉3) ，李 鹏3) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 3) 常熟市龙腾特种钢有限公司，常熟 215500 通信作者，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn 收稿日期: 2016--10--05 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51404018) ; 钢铁冶金新技术国家重点实验室自主基金资助项目( 41614014) 摘 要 基于 ANSYS 软件建立了 310 mm × 360 mm 断面大方坯连铸过程二维凝固传热数学模型，并采用窄面射钉试验及铸 坯表面测温试验对模型的准确性进行了验证． 通过模型研究了过热度、拉速和二冷比水量对铸坯中心固相率以及凝固坯壳 分布的影响，并结合高碳耐磨球钢 BU 的高温拉伸试验结果，确定了最佳的拉速以及最优轻压下压下区间要求． 通过工业试 验对理论模型进行了验证，并分析研究了拉速对采用凝固末端电磁搅拌( F--EMS) 以及凝固末端 17 mm 大压下量的轻压下技 术生产 310 mm × 360 mm 断面大方坯高碳耐磨球钢 BU 铸坯的偏析和中心缩孔的影响． 结果表明: 采用凝固末端电磁搅拌和 轻压下复合技术，通过调整拉速优先满足轻压下压下区间要求，可显著降低中心偏析、V 型偏析及中心缩孔，但如果仅达到凝 固末端电磁搅拌位置要求时，则铸坯中心质量不会得到明显改善． 拉速为 0. 52 m·min － 1且轻压下压下区间铸坯中心固相率 为 0. 30 ～ 0. 75 时，偏析和中心缩孔有很大程度的改善，不合理的压下量分配会引起铸坯出现内裂纹以及中心负偏析． 关键词 大方坯; 高碳耐磨球钢; 偏析; 凝固末端电磁搅拌; 轻压下 分类号 TF777. 2 Effect of combining F--EMS and MSＲ on the segregation and shrinkage cavity in con￾tinuously cast high-carbon steel blooms AN Hang-hang1，2) ，BAO Yan-ping1)  ，WANG Min1) ，ZHAO Li-hua1) ，WANG Da-zhi1) ，LIU Ｒong-quan3) ，LI Peng3) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 3) Changshu Longteng Special Steel Co． Ltd． ，Changshu 215500，China Corresponding author，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn ABSTＲACT This study established a two-dimensional mathematical model of solidification and heat transfer for a bloom with a 310 mm × 360 mm cross-section using ANSYS software，which was verified by nail-shooting experiments in the narrow side of the bloom and surface temperature testing． The effect of the casting process parameters，such as superheat，casting speed，and secondary cooling intensity，on the solid fraction in the strand centerline and the solidified shell was investigated． Moreover，the optimum casting speed and the optimum solid fraction in the core of the partially solidified strand throughthe soft reduction zone were determined by the model considering the hot ductility of the high-carbon wear-resistant ball steel BU． Plant trials of BU with different casting speeds were performed to validate the theoretical model and analyze the effect of the casting speed on the segregation and shrinkage cavity of BU on a 310 mm × 360 mm bloom caster equipped with final electromagnetic stirring ( F--EMS) combined with mechanical soft reduction ( reduction amount with 17 mm) ． The results show that the inner defects ( e． g． ，center segregation，V-segregation，and shrinkage cav-

安航航等：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 997· ity)significantly improve when the casting speed is adjusted to meet the required soft reduction zone as a matter of priority;otherwise, the casting speed is only adjusted to preferentially satisfy the required F-EMS stirring region.The inner quality does not show any obvious improvement.Except for the internal cracks and the negative center segregation caused by the improper distribution of the reduction amount,the inner defects (e.g.,macro segregation and shrinkage cavity)significantly improve with a casting speed of 0.52mmin and a solid fraction in the strand centerline ranging from 0.30 and 0.75 in the soft reduction zone. KEY WORDS bloom:high-earbon wear-resistant ball steel;macro segregation:final electromagnetic stirring:mechanical soft reduction 在连铸过程中，宏观偏析主要是在凝固末期糊状 较少回.本文以采用凝固未端电磁搅拌和轻压下复合 区内富集的液体由于凝固收缩引起流动，沿糊状区内 技术的大方坯连铸机为研究对象，针对高碳耐磨球钢 枝晶间通道传输与聚集而形成的四，而中心缩孔主要 BU铸坯存在的严重的宏观偏析和中心缩孔进行了研 是由于铸坯在凝固过程中柱状晶过于发达产生的“搭 究.建立了二维凝固传热数学模型，通过射钉及测温 桥”形成的网.两者相互伴随且都发生在糊状区，宏观 试验验证，并结合BU的高温物理性能和力学性能检 偏析和中心缩孔是影响连铸坯内部质量的两个主要缺 测，制定了合理的工艺制度.基于凝固传热数学模型 陷，特别是对于大断面方坯高碳高合金钢，由于碳含量 以及工业试验，重点研究了拉速对凝固末端电磁搅拌 与合金含量高，固液两相区长且宽，凝固时间长，更易 位置、轻压下压下区间以及铸坯宏观偏析和中心缩孔 形成严重的宏观偏析和中心缩孔同，在后续的加热和 的影响规律，从而为采用凝固末端电磁搅拌和轻压下 轧制过程中无法有效消除，是制约高品质特钢产品质 复合技术的大方坯连铸机生产内部质量良好的高碳耐 量的瓶颈. 磨球钢提出切实有效的措施 凝固末端电磁搅拌和轻压下是降低大断面高碳钢 1背景 方坯或矩形坯的宏观偏析及减轻或消除中心缩孔最常 用的技术，两者的机理完全不同-.单独使用虽然取 某厂生产的热轧耐磨钢球BU主要应用在有色矿 得了一些改善效果，但都不尽人意园，若两者结合起 山的湿磨作业中，但在使用过程中经常会发生由于球 来，以期获得改善大方坯高碳钢宏观偏析和中心缩孔 的失圆使其寿命缩短.热轧耐磨钢球是连铸大方坯先经 的满意效果.日前越来越多的大断面方坯或矩形坯连 热轧为圆钢，再采用双辊螺旋斜轧加工成型的网.通过 铸机生产高碳钢时，同时采用凝固末端电磁搅拌和轻 大量的现场试验，发现大方坯高碳耐磨球钢铸坯严重的 压下技术，凝固末端电磁搅拌的搅拌位置和轻压下压 宏观偏析和中心缩孔是其寿命缩短重要的影响因素。 下区间是影响其治金效果的先决条件，根据前人的研 本文所研究的铸机为六机六流全弧形，且同时采 究成果7-，主要是保证铸坯的中心固相率()满足两 用结晶器电磁搅拌(M-EMS)、凝固末端电磁搅拌、轻 者的要求，而拉速是影响铸坯中心固相率的主要因素， 压下等技术的多断面大方坯连铸机（主要断面310mm× 倘若拉速不合适，不仅很难改善铸坯的宏观碳偏析和 360mm,220mm×260mm等)，表1为连铸机的主要技 中心缩孔，而且会对设备造成损伤 术参数，表2和表3分别为310mm×360mm生产BU 目前国内外在采用凝固末端电磁搅拌和轻压下复 主要的连铸工艺参数，表4为末端电磁搅拌器与拉矫 合技术改善高碳钢大方坯偏析和中心缩孔方面的研究 机的布置. 表1连铸机的主要技术参数 Table I Key technical parameters of the bloom caster 铸机类型 铸机断面/mm2 铸机半径/m 治金长度/m 结品器总长/m 结品器有效长度/m 弧形 310×360,220×260 12 28.4 0.9 0.78 表2二冷各区长度以及比水量 Table 2 Water ratio and length of the secondary cooling zones 二冷各区长度/m 比水量/(Lkg1) 拉速/(m'min") 1区 2区 3区 4区 0.18 0.43 0.35 1.17 1.77 4.04

安航航等: 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 ity) significantly improve when the casting speed is adjusted to meet the required soft reduction zone as a matter of priority; otherwise， the casting speed is only adjusted to preferentially satisfy the required F--EMS stirring region． The inner quality does not show any obvious improvement． Except for the internal cracks and the negative center segregation caused by the improper distribution of the reduction amount，the inner defects ( e． g． ，macro segregation and shrinkage cavity) significantly improve with a casting speed of 0. 52 m·min － 1 and a solid fraction in the strand centerline ranging from 0. 30 and 0. 75 in the soft reduction zone． KEY WOＲDS bloom; high-carbon wear-resistant ball steel; macro segregation; final electromagnetic stirring; mechanical soft reduction 在连铸过程中，宏观偏析主要是在凝固末期糊状 区内富集的液体由于凝固收缩引起流动，沿糊状区内 枝晶间通道传输与聚集而形成的［1］，而中心缩孔主要 是由于铸坯在凝固过程中柱状晶过于发达产生的“搭 桥”形成的［2］． 两者相互伴随且都发生在糊状区，宏观 偏析和中心缩孔是影响连铸坯内部质量的两个主要缺 陷，特别是对于大断面方坯高碳高合金钢，由于碳含量 与合金含量高，固液两相区长且宽，凝固时间长，更易 形成严重的宏观偏析和中心缩孔［3］，在后续的加热和 轧制过程中无法有效消除，是制约高品质特钢产品质 量的瓶颈． 凝固末端电磁搅拌和轻压下是降低大断面高碳钢 方坯或矩形坯的宏观偏析及减轻或消除中心缩孔最常 用的技术，两者的机理完全不同［4--5］． 单独使用虽然取 得了一些改善效果，但都不尽人意［6］，若两者结合起 来，以期获得改善大方坯高碳钢宏观偏析和中心缩孔 的满意效果． 目前越来越多的大断面方坯或矩形坯连 铸机生产高碳钢时，同时采用凝固末端电磁搅拌和轻 压下技术，凝固末端电磁搅拌的搅拌位置和轻压下压 下区间是影响其冶金效果的先决条件，根据前人的研 究成果［7--8］，主要是保证铸坯的中心固相率( fs ) 满足两 者的要求，而拉速是影响铸坯中心固相率的主要因素， 倘若拉速不合适，不仅很难改善铸坯的宏观碳偏析和 中心缩孔，而且会对设备造成损伤． 目前国内外在采用凝固末端电磁搅拌和轻压下复 合技术改善高碳钢大方坯偏析和中心缩孔方面的研究 较少［9］． 本文以采用凝固末端电磁搅拌和轻压下复合 技术的大方坯连铸机为研究对象，针对高碳耐磨球钢 BU 铸坯存在的严重的宏观偏析和中心缩孔进行了研 究． 建立了二维凝固传热数学模型，通过射钉及测温 试验验证，并结合 BU 的高温物理性能和力学性能检 测，制定了合理的工艺制度． 基于凝固传热数学模型 以及工业试验，重点研究了拉速对凝固末端电磁搅拌 位置、轻压下压下区间以及铸坯宏观偏析和中心缩孔 的影响规律，从而为采用凝固末端电磁搅拌和轻压下 复合技术的大方坯连铸机生产内部质量良好的高碳耐 磨球钢提出切实有效的措施． 1 背景 某厂生产的热轧耐磨钢球 BU 主要应用在有色矿 山的湿磨作业中，但在使用过程中经常会发生由于球 的失圆使其寿命缩短． 热轧耐磨钢球是连铸大方坯先经 热轧为圆钢，再采用双辊螺旋斜轧加工成型的［10］． 通过 大量的现场试验，发现大方坯高碳耐磨球钢铸坯严重的 宏观偏析和中心缩孔是其寿命缩短重要的影响因素． 本文所研究的铸机为六机六流全弧形，且同时采 用结晶器电磁搅拌( M--EMS) 、凝固末端电磁搅拌、轻 压下等技术的多断面大方坯连铸机( 主要断面 310 mm × 360 mm，220 mm × 260 mm 等) ，表 1 为连铸机的主要技 术参数，表 2 和表 3 分别为 310 mm × 360 mm 生产 BU 主要的连铸工艺参数，表 4 为末端电磁搅拌器与拉矫 机的布置． 表 1 连铸机的主要技术参数 Table 1 Key technical parameters of the bloom caster 铸机类型 铸机断面/mm2 铸机半径/m 冶金长度/m 结晶器总长/m 结晶器有效长度/m 弧形 310 × 360，220 × 260 12 28. 4 0. 9 0. 78 表 2 二冷各区长度以及比水量 Table 2 Water ratio and length of the secondary cooling zones 比水量/( L·kg － 1 ) 拉速/ ( m·min － 1 ) 二冷各区长度/m 1 区 2 区 3 区 4 区 0. 18 0. 43 0. 35 1. 17 1. 77 4. 04 · 799 ·

·998· 工程科学学报，第39卷，第7期 表3其他连铸工艺参数 Table3 Other technological and process parameters M-EMS电流/A M-EMS频率/Hz F-EMS电流/A F-EMS频率/Hz 执行轻压下的拉矫机 压下量分布/mm 350 2.5 650 6 1#4# 4554 表4末端电磁搅拌器与拉矫机的布置 Table 4 Arrangement of F-EMS and withdrawal and straightening unit 设备 F-EMS 1拉矫机 2拉矫机 3拉矫机 4拉矫机 5拉矫机 6拉矫机 距弯月面距离/m 9.18 14.30 15.90 17.50 19.10 20.70 22.40 拉速为0.43m·min条件下310mm×360mm断 碳含量进行了分析.铸坯横截面中心碳偏析指数为 面生产BU典型的铸坯低倍照片如图1所示.从宏观 1.1,纵截面中心线碳偏析指数波动范围0.83~1.17， 上看，铸坯横截面中心存在比较严重的中心缩孔(2.0 而轧材圆坯的中心碳偏析为1.12.由此可知，铸坯中 级)和点状偏析(1.5级)，纵截面中心存在严重的中心 心碳偏析遗传到轧材上，轧钢过程对铸坯中心宏观碳 线点状偏析和V型偏析，V型偏析通道尖且明显，且在 偏析几乎没有改善.所以要改善轧材的中心碳偏析和 中心线上有较大连续的缩孔.图2为典型的热轧圆钢 缩孔，需要从根源上对铸坯的内部质量进行控制.虽 低倍照片，横截面中心有较大的缩孔(2.0级)，纵截面然连铸过程采用凝固末端电磁搅拌以及轻压下技术， 中心线存在轧制过程未焊合的连续性的缩孔，导致探 但是BU铸坯及热轧圆棒的低倍质量仍不满足要求， 伤不合格.经钻孔取样，采用碳硫仪对铸坯横截面内 其原因是其他连铸工艺不合适导致凝固末端电磁搅拌 外弧中心线以及纵剖试样拉坯方向中心线上取样点的 和轻压下技术未完全发挥作用. V型偏析 中心缩孔 2 中心偏析线 拉坯方向 图1原工艺下铸坯.(a)横截面：(b)纵截面 Fig.1 Macroscopic feature with the original process:(a)transverse section:(b)longitudinal section 回一中心第孔 未焊合缩孔 图2原工艺下热轧圆钢.(a)横藏面：(b)纵截面 Fig.2 Macroscopic feature of the hot-rolled bar with the original process:(a)transverse section:(b)longitudinal section

工程科学学报，第 39 卷，第 7 期 表 3 其他连铸工艺参数 Table 3 Other technological and process parameters M--EMS 电流/A M--EMS 频率/Hz F--EMS 电流/A F--EMS 频率/Hz 执行轻压下的拉矫机 压下量分布/mm 350 2. 5 650 6 1# ～ 4# 4--5--5--4 表 4 末端电磁搅拌器与拉矫机的布置 Table 4 Arrangement of F--EMS and withdrawal and straightening unit 设备 F--EMS 1# 拉矫机 2# 拉矫机 3# 拉矫机 4# 拉矫机 5# 拉矫机 6# 拉矫机 距弯月面距离/m 9. 18 14. 30 15. 90 17. 50 19. 10 20. 70 22. 40 拉速为 0. 43 m·min － 1条件下 310 mm × 360 mm 断 面生产 BU 典型的铸坯低倍照片如图 1 所示． 从宏观 上看，铸坯横截面中心存在比较严重的中心缩孔( 2. 0 级) 和点状偏析( 1. 5 级) ，纵截面中心存在严重的中心 线点状偏析和 V 型偏析，V 型偏析通道尖且明显，且在 中心线上有较大连续的缩孔． 图 2 为典型的热轧圆钢 低倍照片，横截面中心有较大的缩孔( 2. 0 级) ，纵截面 中心线存在轧制过程未焊合的连续性的缩孔，导致探 伤不合格． 经钻孔取样，采用碳硫仪对铸坯横截面内 外弧中心线以及纵剖试样拉坯方向中心线上取样点的 碳含量进行了分析． 铸坯横截面中心碳偏析指数为 1. 1，纵截面中心线碳偏析指数波动范围 0. 83 ～ 1. 17， 而轧材圆坯的中心碳偏析为 1. 12． 由此可知，铸坯中 心碳偏析遗传到轧材上，轧钢过程对铸坯中心宏观碳 偏析几乎没有改善． 所以要改善轧材的中心碳偏析和 缩孔，需要从根源上对铸坯的内部质量进行控制． 虽 然连铸过程采用凝固末端电磁搅拌以及轻压下技术， 但是 BU 铸坯及热轧圆棒的低倍质量仍不满足要求， 其原因是其他连铸工艺不合适导致凝固末端电磁搅拌 和轻压下技术未完全发挥作用． 图 1 原工艺下铸坯． ( a) 横截面; ( b) 纵截面 Fig． 1 Macroscopic feature with the original process: ( a) transverse section; ( b) longitudinal section 图 2 原工艺下热轧圆钢． ( a) 横截面; ( b) 纵截面 Fig． 2 Macroscopic feature of the hot-rolled bar with the original process: ( a) transverse section; ( b) longitudinal section · 899 ·

安航航等：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 ·999· 点的边界条件可以视为绝热边界，即， 2凝固传热模型的建立及验证 A87 =0, (4) 采用基于有限元技术的ANSYS软件针对大方坯 r (对称轴上的节点)，10 连铸二维稳态凝固传热数学模型进行计算，可以用来 A OT =0. (5 预测连铸过程中铸坯的温度分布以及凝固坯壳的生长 少y（对称轴上的节点)，0 情况m (b)固液界面： 2.1模型假设 To=T. (6) 建立二维数学模型时，为简化方程及其边界条件， p告 (7) 进行如下合理假设： xx. (1)忽略铸坯拉坯方向传热，传热仅仅发生在横 式中，T,为钢的固相线温度，℃：x,为铸坯的凝固壳厚 度，mm. 截面方向： (2)对于液相穴内钢液对流，假设钢在液相区导 边界条件根据命名包括三部分，结晶器、二冷区以 热系数大于固相区导热系数，且随温度变化： 及空冷辐射区，在三个冷却区铸坯凝固过程中，铸坯表 (3)各相的密度视为常数： 面的传热机理不同 (4)将二冷区辊子传热与铸坯在二冷区辐射传热 铸坯在结晶器内，根据现场测定的结晶器冷却水 修正系数加入对流换热系数中： 量以及进出口处的温差分别计算结晶器平均热流，其 (5)二冷各区冷却均匀且铸坯内外弧传热相同. 计算公式如下： 2.2控制方程 9=p04r (8) 以大方坯连铸机310mm×360mm断面为原型作 为研究对象，建立几何数学模型，考虑到大方坯的对称 式中：g为结晶器平均热流密度，W·m2P.为冷却水 性，取其1/4断面为研究对象，以宽度方向为x轴，厚 的密度，kgm3;Q.为结晶器冷却水流量，m3s;c.为 度方向为y轴，拉坯方向为z轴.连铸机的主要技术参 冷却水的比热容，Jkg.℃；△T为结晶器进出口水 数如表1所示. 温差，℃：S为钢液与结晶器有效接触面积，m2. 基于以上的假设，采用二维傅里叶传热方程来计 沿结晶器浇铸方向的分布瞬时热流密度计算公式 算凝固过程，控制方程如下式： 如下国： 9.=9m (9) (1) 9=2680000-b√L/元， (10) 本模型中凝固潜热采用等效比热容法进行处理， b=1.5×(2680000-q√L./元. (11) 即，以放大比热容的形式来减慢该区间内温度的变化 速率，实现了潜热释放的等效过程.经处理后两相区 式中：q,为铸坯表面热流密度，kW·m2;9m为结晶器瞬 等效比热容计算公式四如下： 时热流密度，kW·m2.L为所求瞬时热流位置距弯月 C,+C+ 面的距离，m;v为拉速，mmin;L为结晶器的有效长 C4=-2+T-T. (2) 度，m 固相率是决定末端电磁搅拌器安装位置以及轻压 二冷区的传热系数与热流量的关系如下式所示： 下压下区间的重要参数，其计算公式如下： 9=h(T-T), (12) 0, T≥T: h=awe+n. (13) T-T 式中：q为二冷段铸坯表面热流密度，W·m2:h为对 T-T T.<T<T: (3) 流换热系数，W·m2·K1:T为铸坯表面温度，℃：T为 1, T≤T. 环境温度，℃：W为水流密度，L·m2·sl:a、B和n为 式中p为钢液的密度，kgm3:入为钢液的导热系数， 与二冷区有关的常数. Wm.℃：c为比热容，Jkg℃：T为温度，℃；t 二冷各区换热系数公式如下式所示 为时间，s;x为宽度方向，m;y为厚度方向，m.T,为钢 足辊区：h=0.556 (14) 的液相线温度，℃；C,和C,分别为钢的固态和液态比热 二冷段：h=141·W25+0.815. (15) 容，Jkg1.℃；H为凝固潜热，kJ小kgf为固相率. 在空冷区，热量沿铸坯表面的传输如下式所 2.3边界条件 示☒： (a)铸坯中心：铸坯中心线两边为对称传热，中心 9.=e0[【T。+273.15)4-(T。+273.15)4].(16)

安航航等: 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 2 凝固传热模型的建立及验证 采用基于有限元技术的 ANSYS 软件针对大方坯 连铸二维稳态凝固传热数学模型进行计算，可以用来 预测连铸过程中铸坯的温度分布以及凝固坯壳的生长 情况［11］． 2. 1 模型假设 建立二维数学模型时，为简化方程及其边界条件， 进行如下合理假设: ( 1) 忽略铸坯拉坯方向传热，传热仅仅发生在横 截面方向; ( 2) 对于液相穴内钢液对流，假设钢在液相区导 热系数大于固相区导热系数，且随温度变化; ( 3) 各相的密度视为常数; ( 4) 将二冷区辊子传热与铸坯在二冷区辐射传热 修正系数加入对流换热系数中; ( 5) 二冷各区冷却均匀且铸坯内外弧传热相同． 2. 2 控制方程 以大方坯连铸机 310 mm × 360 mm 断面为原型作 为研究对象，建立几何数学模型，考虑到大方坯的对称 性，取其 1 /4 断面为研究对象，以宽度方向为 x 轴，厚 度方向为 y 轴，拉坯方向为 z 轴． 连铸机的主要技术参 数如表 1 所示． 基于以上的假设，采用二维傅里叶传热方程来计 算凝固过程，控制方程如下式: ρc T t =   ( x λ T  ) x +   ( y λ T  ) y ． ( 1) 本模型中凝固潜热采用等效比热容法进行处理， 即，以放大比热容的形式来减慢该区间内温度的变化 速率，实现了潜热释放的等效过程． 经处理后两相区 等效比热容计算公式［12］如下: Ceff = Cs + Cl 2 + Hf Tl － Ts ． ( 2) 固相率是决定末端电磁搅拌器安装位置以及轻压 下压下区间的重要参数，其计算公式如下: fs = 0， T≥Tl ; Tl － T Tl － Ts ， Ts ＜ T ＜ Tl ; 1， T≤Ts      ． ( 3) 式中: ρ 为钢液的密度，kg·m － 3 ; λ 为钢液的导热系数， W·m － 1·℃ － 1 ; c 为比热容，J·kg － 1·℃ － 1 ; T 为温度，℃ ; t 为时间，s; x 为宽度方向，m; y 为厚度方向，m． Tl为钢 的液相线温度，℃ ; Cs和 Cl分别为钢的固态和液态比热 容，J·kg － 1·℃ － 1 ; Hf为凝固潜热，kJ·kg － 1 ; fs为固相率． 2. 3 边界条件 ( a) 铸坯中心: 铸坯中心线两边为对称传热，中心 点的边界条件可以视为绝热边界，即， λ T x ( 对称轴上的节点) ，t≥0 = 0， ( 4) λ T y ( 对称轴上的节点) ，t≥0 = 0． ( 5) ( b) 固液界面: T( xs ，t) = Ts． ( 6) λ T δx x = xs = ρHf dxs dt ． ( 7) 式中，Ts为钢的固相线温度，℃ ; xs为铸坯的凝固壳厚 度，mm． 边界条件根据命名包括三部分，结晶器、二冷区以 及空冷辐射区，在三个冷却区铸坯凝固过程中，铸坯表 面的传热机理不同． 铸坯在结晶器内，根据现场测定的结晶器冷却水 量以及进出口处的温差分别计算结晶器平均热流，其 计算公式如下: q = ρw cwQwΔTw Seff ． ( 8) 式中: q 为结晶器平均热流密度，W·m － 2 ; ρw为冷却水 的密度，kg·m － 3 ; Qw为结晶器冷却水流量，m3 ·s － 1 ; cw为 冷却水的比热容，J·kg － 1·℃ － 1 ; ΔTw为结晶器进出口水 温差，℃ ; Seff为钢液与结晶器有效接触面积，m2 ． 沿结晶器浇铸方向的分布瞬时热流密度计算公式 如下［13］: qs = qm， ( 9) q = 2680000 － b L / v 槡 ， ( 10) b = 1. 5 × ( 2680000 － q) 槡Lm / v． ( 11) 式中: qs为铸坯表面热流密度，kW·m － 2 ; qm为结晶器瞬 时热流密度，kW·m － 2 ． L 为所求瞬时热流位置距弯月 面的距离，m; v 为拉速，m·min － 1 ; Lm为结晶器的有效长 度，m． 二冷区的传热系数与热流量的关系如下式所示: q = h( Tb － Tw ) ， ( 12) h = α·Wβ + n． ( 13) 式中: q 为二冷段铸坯表面热流密度，W·m － 2 ; h 为对 流换热系数，W·m － 2·K － 1 ; Tb为铸坯表面温度，℃ ; Tw为 环境温度，℃ ; W 为水流密度，L·m － 2·s － 1 ; α、β 和 n 为 与二冷区有关的常数． 二冷各区换热系数公式如下式所示． 足辊区: h = 0. 556． ( 14) 二冷段: h = 141·W12. 5 + 0. 815． ( 15) 在空 冷 区，热 量 沿 铸 坯 表 面 的 传 输 如 下 式 所 示［12］: qs = εσ［( Tb + 273. 15) 4 － ( T0 + 273. 15) 4 ］． ( 16) · 999 ·

·1000 工程科学学报，第39卷，第7期 式中：￡为辐射系数：σ为波尔兹曼常数：T,为环境温 度随温度的增加而减小：从图3(b)可看出，BU钢的导 度，℃. 热系数随温度的增加先减小后增大，在700℃左右存 2.4初始条件 在一个拐点. 当1=0时，结晶器的钢水温度等于浇铸温度，即 表5为BU典型的化学成分.考虑到固相中间隙 T0=T。, (17) 碳原子的扩散，在计算过程中采用谢尔方程计算出了 T.olk-0=Tw（t=0）, (18) 凝固过程固相率∫与温度T的关系，如图3(c)所示. x.I.0=0. (19) 从图3(c)中可以看出，确定的液相线温度是1452℃， 式中：T。为浇注温度，℃；To为铸坯初期表面温度，取 固相线温度是1320℃.凝固潜热和固液相线是研究高 1477℃. 碳耐磨球钢BU凝固特性重要的基础数据，本文采用 2.5材料的热物性参数的选择及处理 示差扫描量热(DSC)试验方法获得BU的凝固潜热和 在本研究中使用ProCAST数据库计算高碳耐磨球 固液相线，如图3(d)所示，BU的液相线和固相线分别 钢BU在液相线和固相线之间的材料属性（密度和导 为1451℃和1322℃.图3(c)预测的与采用示差扫描 热系数)，如图3(a)和(b)所示.从图3(a)可看出，密 量热试验方法测得的基本一致. 7800 (a) 7600 7400 7200 7000 30 6800 6600 020040060080010001200140016(001800 020040060080010001200140016001800 温度℃ 温度 1.0 0.2 0 0.8 -02 -0.4 -0.6 -0.8 固相线· 回0.4 -1.0 -1.2 0.2 -14 -1.6 液相线、 -1.8 1340 13801420 1460 1500 0200 400600800100012001400 温度℃ 温度℃ 图3BU的高温材料属性.(a)密度：(b)导热系数：(c)固相率：(d)差热 Fig.3 Material properties of the BU steel:(a)density:(b)thermal conductivity:(c)solid fraction:(d)differential scanning calorimeter analysis curve 表5BU的典型化学成分（质量分数） 提供基础.高碳钢由于两相区宽且高温强度差，易出 Table 5 Typical composition of BU steel 会 现由于二冷冷却工艺不合适引起的裂纹等.根据Hoi C Si Mn P S Cr 等的定义，将断面收缩率>60%定义为高塑性，铸 1.00.271.030.0150.0050.540.035 坯不易产生裂纹.本文基于高温拉伸试验获得BU的 高温热塑性曲线，其中测得的零强度温度(ZST)和零 2.6高温物性参数的测定 塑性温度(ZDT)分别为1352℃和1320℃.如图4所 钢的高温力学性能表征凝固过程中铸坯受到应力 示，在870℃与1200℃之间的断面收缩率大于60%存 时抵抗变形和裂纹的能力，通过对高温力学性能的研 在比较好的塑性区，将进拉矫机前的温度控制在 究可找到钢的脆性温度区.本文针对测定钢的高温物 900℃以上可以保证铸坯不易产生裂纹，因此保证在 性参数进行了检测，为二冷及轻压下工艺参数的制定 进拉矫机的铸坯的表面温度大于870℃

工程科学学报，第 39 卷，第 7 期 式中: ε 为辐射系数; σ 为波尔兹曼常数; T0 为环境温 度，℃ ． 2. 4 初始条件 当 t = 0 时，结晶器的钢水温度等于浇铸温度，即 T( x，y，0) = Tc， ( 17) T( x，0) | x = 0 = Tb0 ( t = 0) ， ( 18) xs | x = 0 = 0． ( 19) 式中: Tc为浇注温度，℃ ; Tb0 为铸坯初期表面温度，取 1477 ℃ ． 2. 5 材料的热物性参数的选择及处理 在本研究中使用 ProCAST 数据库计算高碳耐磨球 钢 BU 在液相线和固相线之间的材料属性( 密度和导 热系数) ，如图 3( a) 和( b) 所示． 从图 3( a) 可看出，密 度随温度的增加而减小; 从图 3( b) 可看出，BU 钢的导 热系数随温度的增加先减小后增大，在 700 ℃ 左右存 在一个拐点． 表 5 为 BU 典型的化学成分． 考虑到固相中间隙 碳原子的扩散，在计算过程中采用谢尔方程计算出了 凝固过程固相率 fs与温度 T 的关系，如图 3( c) 所示． 从图 3( c) 中可以看出，确定的液相线温度是 1452 ℃， 固相线温度是1320 ℃ ． 凝固潜热和固液相线是研究高 碳耐磨球钢 BU 凝固特性重要的基础数据，本文采用 示差扫描量热( DSC) 试验方法获得 BU 的凝固潜热和 固液相线，如图 3( d) 所示，BU 的液相线和固相线分别 为 1451 ℃和 1322 ℃ ． 图 3( c) 预测的与采用示差扫描 量热试验方法测得的基本一致． 图 3 BU 的高温材料属性． ( a) 密度; ( b) 导热系数; ( c) 固相率; ( d) 差热 Fig． 3 Material properties of the BU steel: ( a) density; ( b) thermal conductivity; ( c) solid fraction; ( d) differential scanning calorimeter analysis curve 表 5 BU 的典型化学成分( 质量分数) Table 5 Typical composition of BU steel % C Si Mn P S Cr Al 1. 0 0. 27 1. 03 0. 015 0. 005 0. 54 0. 035 2. 6 高温物性参数的测定 钢的高温力学性能表征凝固过程中铸坯受到应力 时抵抗变形和裂纹的能力，通过对高温力学性能的研 究可找到钢的脆性温度区． 本文针对测定钢的高温物 性参数进行了检测，为二冷及轻压下工艺参数的制定 提供基础． 高碳钢由于两相区宽且高温强度差，易出 现由于二冷冷却工艺不合适引起的裂纹等． 根据 Hori 等［14］的定义，将断面收缩率 ＞ 60% 定义为高塑性，铸 坯不易产生裂纹． 本文基于高温拉伸试验获得 BU 的 高温热塑性曲线，其中测得的零强度温度( ZST) 和零 塑性温度( ZDT) 分别为 1352 ℃ 和 1320 ℃ ． 如图 4 所 示，在 870 ℃与 1200 ℃之间的断面收缩率大于 60% 存 在比较 好 的 塑 性 区，将 进 拉 矫 机 前 的 温 度 控 制 在 900 ℃以上可以保证铸坯不易产生裂纹，因此保证在 进拉矫机的铸坯的表面温度大于 870 ℃ ． · 0001 ·

安航航等：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 ·1001· 200 ·-抗拉强度/MPa 100 180 ·一断面收缩率/% 160 80 140 100 40 0 20 20 0 600 7008009010010012001300148 温度℃ 图4温度与抗拉强度及断面收缩率的关系曲线 Fig.4 Relationship of temperature with the reduction of tensile 图5低倍法确定凝固坯壳厚度 strength and reduction of area Fig.5 Macrostructure method for determining the shell thickness 1200 模型验证 1600r 模型计算温度℃ 宽面中心温度 180 1400 窄面中心温度 坯壳厚度/mm 160 通过比较模型预测与实际测量的距结晶器一定距 测量温度℃ 一·筷型预测 ▲一窄面中心温度 140 离处凝固坯壳厚度与铸坯的表面温度来进行凝固传热 ★一 1200 射钉试验 120 模型准确性的验证.本次射钉试验针对BU钢，断面为 310mm×360mm,拉速分别为0.43mmin和0.48m· 1000 80 60 mi,在铸坯的窄面中心进行.考虑到研究的铸机同 80D 40 时配备有凝固末端电磁搅拌和轻压下，射钉位置分别 20 在距结晶器弯月面8.5m和13.6m,射钉试验操作工 600 101520 25 0 艺参数及结果如表6所示.图5是拉速为0.43m· 距结晶器弯月面距离/m min'时在距结晶器弯月面8.5m的射钉试样的低倍 图6 模型计算的铸坯表面温度和凝固坯壳厚度与实测对比 照片.基于Kawawa等的的方法确定凝固坯壳的厚 Fig.6 Comparison between the predicted and measured surface tem 度，可以看出，在固相区，钉子保持原有的形状，与钢基 peratures and shell thicknesses 体的界限明确。.在两相区，钉子与钢基体的边界模糊， 因该区有液相的存在，而钉子的熔点低于钢的液相线： 4 结果与讨论 在液相区内，钉子完全融化.通过红外测温仪分别在 4.1模拟结果 距结晶器弯月面7.8、8.5、13.5以及14.6m铸坯窄面 4.1.1凝固终点的影响 的中心测量了铸坯表面温度 图7为不同拉速下过热度和二冷强度对凝固终点 表6射钉试验操作工艺参数及结果 的影响，为了防止大方坯高碳钢的裂纹缺陷，采用二冷 Table 6 Operation technological parameters of the nail shooting test 比水量较小的弱冷工艺.从图7可看出，当过热度从 拉速/ 过热度/ 比水量/射钉位置/坯壳厚度/ 15℃增加到35℃，过热度每增加10℃，凝固终点位置 (m*min-1) ℃ (L-kg-) m mm 延后0.2m.当比水量从0.18Lkg增加到0.3L· 0.43 25 0.18 8.5 81 kg,比水量每增加0.1Lkg,凝固终点位置减小 0.43 3 0.18 13.6 138 0.5m,而当过热度为15℃，比水量为0.18L·kg时， 拉速每增加0.01mmin,凝固终点位置增加0.15m. 图6为模型计算的铸坯表面温度和凝固坯壳厚度 二冷比水量及过热度的变化对凝固终点的影响较小， 与实测的对比，可以发现模型的预测结果与实际测量 而拉速对铸坯内凝固终点位置影响最大 的铸坯表面温度与凝固坯壳厚度有很好的一致性：表 4.1.2固相率的影响 面温度的相对误差小于1%，而凝固坯壳厚度的相对 大方坯不同连铸工况下铸坯的固相率可通过凝固 误差小于1%.因此，可以认为模型边界条件以及材料 传热模型计算出来.图8为当过热度为25℃，比水量 的高温物性参数的选择是合理的，该模型能够准确模 为0.18L·kg时，不同拉速下厚度方向的固相率分别 拟连铸凝固过程. 为0、0.04、0.75和1时的等值线.图9为当过热度为

安航航等: 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 图 4 温度与抗拉强度及断面收缩率的关系曲线 Fig． 4 Ｒelationship of temperature with the reduction of tensile strength and reduction of area 3 模型验证 通过比较模型预测与实际测量的距结晶器一定距 离处凝固坯壳厚度与铸坯的表面温度来进行凝固传热 模型准确性的验证． 本次射钉试验针对 BU 钢，断面为 310 mm × 360 mm，拉速分别为 0. 43 m·min － 1和 0. 48 m· min － 1，在铸坯的窄面中心进行． 考虑到研究的铸机同 时配备有凝固末端电磁搅拌和轻压下，射钉位置分别 在距结晶器弯月面 8. 5 m 和 13. 6 m，射钉试验操作工 艺参数及结果如表 6 所示． 图 5 是拉速为 0. 43 m· min － 1时在距结晶器弯月面 8. 5 m 的射钉试样的低倍 照片． 基于 Kawawa 等［15］ 的方法确定凝固坯壳的厚 度，可以看出，在固相区，钉子保持原有的形状，与钢基 体的界限明确． 在两相区，钉子与钢基体的边界模糊， 因该区有液相的存在，而钉子的熔点低于钢的液相线; 在液相区内，钉子完全融化． 通过红外测温仪分别在 距结晶器弯月面 7. 8、8. 5、13. 5 以及 14. 6 m 铸坯窄面 的中心测量了铸坯表面温度． 表 6 射钉试验操作工艺参数及结果 Table 6 Operation technological parameters of the nail shooting test 拉速/ ( m·min － 1 ) 过热度/ ℃ 比水量/ ( L·kg － 1 ) 射钉位置/ m 坯壳厚度/ mm 0. 43 25 0. 18 8. 5 81 0. 43 23 0. 18 13. 6 138 图 6 为模型计算的铸坯表面温度和凝固坯壳厚度 与实测的对比，可以发现模型的预测结果与实际测量 的铸坯表面温度与凝固坯壳厚度有很好的一致性: 表 面温度的相对误差小于 1% ，而凝固坯壳厚度的相对 误差小于 1% ． 因此，可以认为模型边界条件以及材料 的高温物性参数的选择是合理的，该模型能够准确模 拟连铸凝固过程． 图 5 低倍法确定凝固坯壳厚度 Fig． 5 Macrostructure method for determining the shell thickness 图 6 模型计算的铸坯表面温度和凝固坯壳厚度与实测对比 Fig． 6 Comparison between the predicted and measured surface tem￾peratures and shell thicknesses 4 结果与讨论 4. 1 模拟结果 4. 1. 1 凝固终点的影响 图 7 为不同拉速下过热度和二冷强度对凝固终点 的影响，为了防止大方坯高碳钢的裂纹缺陷，采用二冷 比水量较小的弱冷工艺． 从图 7 可看出，当过热度从 15 ℃增加到 35 ℃，过热度每增加 10 ℃，凝固终点位置 延后 0. 2 m． 当比水量从 0. 18 L·kg － 1 增加到 0. 3 L· kg － 1，比水量每增加 0. 1 L·kg － 1，凝固终点位置减小 0. 5 m，而当过热度为 15 ℃，比水量为 0. 18 L·kg － 1时， 拉速每增加 0. 01 m·min － 1，凝固终点位置增加 0. 15 m． 二冷比水量及过热度的变化对凝固终点的影响较小， 而拉速对铸坯内凝固终点位置影响最大． 4. 1. 2 固相率的影响 大方坯不同连铸工况下铸坯的固相率可通过凝固 传热模型计算出来． 图 8 为当过热度为 25 ℃，比水量 为 0. 18 L·kg － 1时，不同拉速下厚度方向的固相率分别 为 0、0. 04、0. 75 和 1 时的等值线． 图 9 为当过热度为 · 1001 ·

·1002· 工程科学学报，第39卷，第7期 19.0 过热度△15℃ 1.0r 18.5 ◆过热度△25℃ 0.9 18.0 过热度△35℃ 比水量0.18L·kg 0.8 17.5 比水量0.25L·kg 17.0 0.7 比水量0.30L·kg 拉速/(mmin 轻压下压下区域 16.5 0.6 -0.43 05 ·0.48 ==050 15.5 0.4 0.52 15.0 0.3 14.5 0.2 14.0 0.1 13.5 420.430.440.450.460.470.480.490.500.510.520.53 02468101214161820222426283032 拉速/mmin 距结品器弯月圆的距离/m 图7不同拉速下过热度和二冷强度对凝固终点的影响 图9不同拉速下沿拉坯方向铸坯的中心固相率 Fig.7 Effects of the superheat and the secondary cooling water in- Fig.9 Effects of different casting speeds on the central solid fraction tensities on the solidification end under different casting speeds 25℃，比水量为0.18Lkg时，不同拉速对BU铸坯中 拌位置的研究较少，凝固末端电磁搅拌对中心偏析和 心固相率人的影响.通过对比可以看出，随着拉速的 中心缩孔的效果取决于钢种以及搅拌处的液芯厚 增加，糊状区以及轻压下的可压区域均被延长，且向凝 度.根据文献的介绍，基于凝固模型的计算以及工 固终点移动.因为在空冷区热量的释放速率基本没有 业试验，对于大方坯高碳钢采用末端电磁搅拌，要取得 发生变化，而热量释放的时间减小了.拉速每增加 比较好的铸坯的中心偏析和中心缩孔，末端电磁搅拌 0.05mmin,轻压下可压区域增加0.37m,而轻压下 器所安装的位置处的确定准则主要有凝固率在60%~ 压下起始点向凝固终点移动约1.5m 70%和中心固相率在0.1~0.2，由于本研究的铸机同 f=0-f=0.04-·f0.75-…f=1.00 时采用凝固末端电磁搅拌和轻压下，为了方便比较，确 150 定凝固末端电磁搅拌器所在的位置的准则采用中心固 120 相率在0.1~0.2.对于大方坯生产高碳钢进行轻压下 90 60 试验，为了最大程度降低中心偏析以及中心缩孔，Wo加 拉速0.43mmin 30 和Thomas叨针对大方坯生产高碳钢进行了不同压下 158 量的试验，为了确保充分的压下量抵达液芯来打断枝 120 晶流动，压下量需要在20~30mm:根据Wu等网的分 析，大方坯生产高碳钢进行轻压下，平均压下率需要在 拉速0.48m·mim 30 1.8~6.6mmm1,大方坯轻压下的压下效率在7%~ 34%(作用在液芯的压下量与在铸坯表面施加的压下 120 量的比)，而最优的轻压下压下区间是最小的压下强 90 60 拉速0.50 mmin 度来补偿凝固收缩但不产生裂纹.因此.在压下开始 30 时要避免大的高的压下强度，可通过计算连铸过程固 158 相率的分布来决定轻压下的压下区间.在轻压下作用 120 区间液态钢不能自由的流动，根据Takahashi网研究， 60 轻压下开始的铸坯中心固相率为0.3，不同的钢厂获 拉速0.52m·min 30 得的最佳的铸坯中心固相率分别为0.2~0.9、0.20~ 10 1520 25 0 0.75和0.55~0.75m 距结品器弯月面距离m 本文基于高温拉伸试验获得BU高温热塑性曲线 图8不同拉速下大方坯厚度方向的等固相率线 获得的BU的零强度温度(ZST)和零塑性温度(ZDT) Fig.8 Isolines of different solid fractions on the bloom thickness di- 分别为1352℃和1320℃，计算得到零强度温度和零塑 rection with different casting speeds 性温度对应的固相率分别为0.75和1.由于高碳钢对 4.2凝固末端电磁搅拌位置及轻压下压下区间的确定 在零强度温度附件裂纹的敏感性很强，压下区间要避 目前，关于如何确定凝固末端电磁搅拌最佳的搅 开这个区域即

工程科学学报，第 39 卷，第 7 期 图 7 不同拉速下过热度和二冷强度对凝固终点的影响 Fig． 7 Effects of the superheat and the secondary cooling water in￾tensities on the solidification end under different casting speeds 25 ℃，比水量为 0. 18 L·kg － 1时，不同拉速对 BU 铸坯中 心固相率 fs的影响． 通过对比可以看出，随着拉速的 增加，糊状区以及轻压下的可压区域均被延长，且向凝 固终点移动． 因为在空冷区热量的释放速率基本没有 发生变化，而热量释放的时间减小了． 拉速每 增 加 0. 05 m·min － 1，轻压下可压区域增加 0. 37 m，而轻压下 压下起始点向凝固终点移动约 1. 5 m． 图 8 不同拉速下大方坯厚度方向的等固相率线 Fig． 8 Isolines of different solid fractions on the bloom thickness di￾rection with different casting speeds 4. 2 凝固末端电磁搅拌位置及轻压下压下区间的确定 目前，关于如何确定凝固末端电磁搅拌最佳的搅 图 9 不同拉速下沿拉坯方向铸坯的中心固相率 Fig． 9 Effects of different casting speeds on the central solid fraction 拌位置的研究较少，凝固末端电磁搅拌对中心偏析和 中心缩孔的效果取决于钢种以及搅拌处的液芯厚 度［16］． 根据文献的介绍，基于凝固模型的计算以及工 业试验，对于大方坯高碳钢采用末端电磁搅拌，要取得 比较好的铸坯的中心偏析和中心缩孔，末端电磁搅拌 器所安装的位置处的确定准则主要有凝固率在 60% ～ 70% 和中心固相率在 0. 1 ～ 0. 2，由于本研究的铸机同 时采用凝固末端电磁搅拌和轻压下，为了方便比较，确 定凝固末端电磁搅拌器所在的位置的准则采用中心固 相率在 0. 1 ～ 0. 2． 对于大方坯生产高碳钢进行轻压下 试验，为了最大程度降低中心偏析以及中心缩孔，Won 和 Thomas［17］针对大方坯生产高碳钢进行了不同压下 量的试验，为了确保充分的压下量抵达液芯来打断枝 晶流动，压下量需要在 20 ～ 30 mm; 根据 Wu 等［18］的分 析，大方坯生产高碳钢进行轻压下，平均压下率需要在 1. 8 ～ 6. 6 mm·m － 1，大方坯轻压下的压下效率在 7% ～ 34% ( 作用在液芯的压下量与在铸坯表面施加的压下 量的比) ，而最优的轻压下压下区间是最小的压下强 度来补偿凝固收缩但不产生裂纹． 因此． 在压下开始 时要避免大的高的压下强度，可通过计算连铸过程固 相率的分布来决定轻压下的压下区间． 在轻压下作用 区间液态钢不能自由的流动，根据 Takahashi［19］研究， 轻压下开始的铸坯中心固相率为 0. 3，不同的钢厂获 得的最佳的铸坯中心固相率分别为 0. 2 ～ 0. 9、0. 20 ～ 0. 75 和 0. 55 ～ 0. 75［20］． 本文基于高温拉伸试验获得 BU 高温热塑性曲线 获得的 BU 的零强度温度( ZST) 和零塑性温度( ZDT) 分别为 1352 ℃和 1320 ℃，计算得到零强度温度和零塑 性温度对应的固相率分别为 0. 75 和 1． 由于高碳钢对 在零强度温度附件裂纹的敏感性很强，压下区间要避 开这个区域［21］． · 2001 ·

安航航等：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 ·1003· 对于310mm×360mm断面生产BU,总压下量为 对于大方坯高碳钢，要最大程度的改善宏观偏析以及 17mm,压下速率为2.5mmm,最优压下区间铸坯的 中心缩孔，轻压下比凝固末端电磁搅拌更有效☒.考 中心固相率为0.30~0.75.表7为基于以上建立的凝 虑到连铸机设计及安装完成后，凝固末端电磁搅拌器 固传热模型计算的不同拉速下凝固末端电磁搅拌及不 以及拉矫机的位置基本固定下来，根据以上凝固末端 同拉矫机辊子中心处铸坯的中心固相率.连铸机采用 电磁搅拌安装位置以及合理的压下区间对铸坯中心固 1·~4拉矫机进行轻压下，5*和6拉矫机不进行压下， 相率的要求，拉速应为0.52mmin 表7计算的不同拉速下不同位置铸坯的中心固相率 Table 7 Central solid fraction calculated on bloom by the calculation model with different casting speeds 末端电磁搅拌器安装位置 各拉矫机辊子中心位置处中心固相率 拉速/(m'min-) 处中心固相率 1 2# 3# 4# 5# 6* 0.43 0.16 0.89 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 0.48 0.09 0.51 0.78 1.00 1.00 1.00 1.00 0.50 0.07 0.43 0.64 1.00 1.00 1.00 1.00 0.52 0.06 0.37 0.54 0.86 1.00 1.00 1.00 4.3工业试验 对于评价碳偏析，采用钻孔法用4mm的钻头钻5mm (1)试验方案 深，针对横截面碳偏析，沿着横截面试样内外弧中心线 基于以上的模型和分析，提出了满足凝固末端电 距中心1/8、1/4、1/2、3/4以及118mm的区域取样.为 磁搅拌和轻压下要求的中心固相率以及合适的拉速 了避免中心缩孔引起碳偏析指数的异常增大，而对于 通过现场工业试验，比较和分析了当同时采用凝固末 纵剖样，偏离左右方向中心线5mm并沿着中心线每隔 端电磁搅拌和轻压下时，不同拉速对高碳耐磨球钢BU 15mm取样.采用碳硫仪分析碳含量，碳偏析指数定义 铸坯宏观偏析以及中心缩孔的影响.表8为现场试验 为C/C。,其中C为取样处碳的质量分数，C。为中间包 方案，其他的连铸工艺参数如表2~表3所示. 钢液碳的质量分数 表8BU不同拉速下的现场试验方案 图11和图12分别为不同拉速下铸坯横截面和纵 Table 8 Industrial casting cases with different casting speeds 截面的低倍，图13和14分别为不同拉速下横截面内 方案 拉速/(m'min-1) 外弧中心线上以及纵剖样中心线上沿拉坯方向的碳偏 0.43 析指数分布.从图11(a)和图12(a)可看出，当拉速为 2 0.48 0.43m'min时，纵截面中心线偏析严重，V型偏析通 0.50 道明显，中心线上存在连续且体积大的缩孔，对应的横 4 0.52 截面中心有大的缩孔(1.5级)以及较严重的点状偏 析.对应的从图13和图14可知，铸坯横截面中心偏 (2)结果及讨论 析指数为1.04，内外弧碳偏析指数范围为0.90~1.04 图10为酸洗低倍取样以及化学分析的示意图 (标准平均偏差值为0.04)，纵截面中心线碳偏析指数 (b) 内弧侧 ⑧) 3/4● 拉坯方向 1/2● 1/4● 20 mm<x<25 mm 1/8◆ -◆-0-- y=20 mm 横样厚度 ●1/8 ●1/4 310mm ●1/2 ●34 360 400mm<z<450mm 纵样长度 -360mm 外弧侧 图10酸洗低倍取样(a)以及化学分析示意图(b) Fig.10 Sampling schematic for the acid etch (a)and wet chemical analysis(b)

安航航等: 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 对于 310 mm × 360 mm 断面生产 BU，总压下量为 17 mm，压下速率为 2. 5 mm·m － 1，最优压下区间铸坯的 中心固相率为 0. 30 ～ 0. 75． 表 7 为基于以上建立的凝 固传热模型计算的不同拉速下凝固末端电磁搅拌及不 同拉矫机辊子中心处铸坯的中心固相率． 连铸机采用 1# ～ 4# 拉矫机进行轻压下，5# 和 6# 拉矫机不进行压下， 对于大方坯高碳钢，要最大程度的改善宏观偏析以及 中心缩孔，轻压下比凝固末端电磁搅拌更有效［22］． 考 虑到连铸机设计及安装完成后，凝固末端电磁搅拌器 以及拉矫机的位置基本固定下来，根据以上凝固末端 电磁搅拌安装位置以及合理的压下区间对铸坯中心固 相率的要求，拉速应为 0. 52 m·min － 1 ． 表 7 计算的不同拉速下不同位置铸坯的中心固相率 Table 7 Central solid fraction calculated on bloom by the calculation model with different casting speeds 拉速/( m·min － 1 ) 末端电磁搅拌器安装位置 处中心固相率 各拉矫机辊子中心位置处中心固相率 1# 2# 3# 4# 5# 6# 0. 43 0. 16 0. 89 1. 00 1. 00 1. 00 1. 00 1. 00 0. 48 0. 09 0. 51 0. 78 1. 00 1. 00 1. 00 1. 00 0. 50 0. 07 0. 43 0. 64 1. 00 1. 00 1. 00 1. 00 0. 52 0. 06 0. 37 0. 54 0. 86 1. 00 1. 00 1. 00 4. 3 工业试验 ( 1) 试验方案． 基于以上的模型和分析，提出了满足凝固末端电 磁搅拌和轻压下要求的中心固相率以及合适的拉速． 通过现场工业试验，比较和分析了当同时采用凝固末 端电磁搅拌和轻压下时，不同拉速对高碳耐磨球钢 BU 铸坯宏观偏析以及中心缩孔的影响． 表 8 为现场试验 方案，其他的连铸工艺参数如表 2 ～ 表 3 所示． 表 8 BU 不同拉速下的现场试验方案 Table 8 Industrial casting cases with different casting speeds 方案 拉速/( m·min － 1 ) 1 0. 43 2 0. 48 3 0. 50 4 0. 52 图 10 酸洗低倍取样( a) 以及化学分析示意图( b) Fig． 10 Sampling schematic for the acid etch ( a) and wet chemical analysis( b) ( 2) 结果及讨论． 图 10 为酸洗低倍取样以及化学分析的示意图． 对于评价碳偏析，采用钻孔法用 4 mm 的钻头钻 5 mm 深，针对横截面碳偏析，沿着横截面试样内外弧中心线 距中心 1 /8、1 /4、1 /2、3 /4 以及 118 mm 的区域取样． 为 了避免中心缩孔引起碳偏析指数的异常增大，而对于 纵剖样，偏离左右方向中心线 5 mm 并沿着中心线每隔 15 mm 取样． 采用碳硫仪分析碳含量，碳偏析指数定义 为 C /C0，其中 C 为取样处碳的质量分数，C0为中间包 钢液碳的质量分数． 图 11 和图 12 分别为不同拉速下铸坯横截面和纵 截面的低倍，图 13 和 14 分别为不同拉速下横截面内 外弧中心线上以及纵剖样中心线上沿拉坯方向的碳偏 析指数分布． 从图 11( a) 和图 12( a) 可看出，当拉速为 0. 43 m·min － 1时，纵截面中心线偏析严重，V 型偏析通 道明显，中心线上存在连续且体积大的缩孔，对应的横 截面中心有大的缩孔( 1. 5 级) 以及较严重的点状偏 析． 对应的从图 13 和图 14 可知，铸坯横截面中心偏 析指数为 1. 04，内外弧碳偏析指数范围为 0. 90 ～ 1. 04 ( 标准平均偏差值为 0. 04) ，纵截面中心线碳偏析指数 · 3001 ·

·1004· 工程科学学报，第39卷，第7期 a 回 图11不同拉速下大方坯BU的横截面.(a)拉速0.43mmin1:(b)拉速0.48 m'min-1:(d)拉速0.50 m"min-:(d)拉速0.52mmin1 Fig.11 Comparison of the cross-section morphologies of the cast bloom casting under different casting speeds for BU:(a)0.43mmin:(b)0.48 m'min-1 (c)0.50m*min-1:(d)0.52m"min-1 a 873011T8线 图12不同拉速下大方坯BU中心纵截面.(a)拉速0.43m·minl:(b)拉速0.48m·mim1:(c)拉速0.50mmin1:(d)拉速0.52m· min ~1 Fig.12 Comparison of the longitudinal morphologies of the east bloom casting under different casting speeds for BU:(a)0.43mmin(b)0.48 m*min-1 (c)0.50m-min-1:(d)0.52m*min-! 范围为0.87~1.23（标准平均偏差值为0.06）.结合 拉速为0.43m·min时，凝固末端电磁搅拌处铸坯的 表7计算的不同拉速下的铸坯中心固相率的分布，当 中心固相率为0.16，在0.1~0.2之间，1、2、3和4

工程科学学报，第 39 卷，第 7 期 图 11 不同拉速下大方坯 BU 的横截面 . ( a) 拉速 0. 43 m·min － 1 ; ( b) 拉速 0. 48 m·min － 1 ; ( c) 拉速 0. 50 m·min － 1 ; ( d) 拉速 0. 52 m·min － 1 Fig． 11 Comparison of the cross-section morphologies of the cast bloom casting under different casting speeds for BU: ( a) 0. 43 m·min － 1 ; ( b) 0. 48 m·min － 1 ; ( c) 0. 50 m·min － 1 ; ( d) 0. 52 m·min － 1 图 12 不同拉速下大方坯 BU 中心纵截面 . ( a) 拉速 0. 43 m·min － 1 ; ( b) 拉速 0. 48 m·min － 1 ; ( c) 拉速 0. 50 m·min － 1 ; ( d) 拉速 0. 52 m· min － 1 Fig． 12 Comparison of the longitudinal morphologies of the cast bloom casting under different casting speeds for BU: ( a) 0. 43 m·min － 1 ; ( b) 0. 48 m·min － 1 ; ( c) 0. 50 m·min － 1 ; ( d) 0. 52 m·min － 1 范围为 0. 87 ～ 1. 23( 标准平均偏差值为 0. 06) ． 结合 表 7 计算的不同拉速下的铸坯中心固相率的分布，当 拉速为 0. 43 m·min － 1时，凝固末端电磁搅拌处铸坯的 中心固相率为 0. 16，在 0. 1 ～ 0. 2 之间，1# 、2# 、3# 和 4# · 4001 ·

安航航等：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 ·1005 拉矫机处的铸坯的中心固相率分别为0.89、1、1和1. 再变为负偏析，但偏析的绝对差值减小，中心区域的点 凝固末端电磁搅拌位置合理，而执行轻压下的2~4 状偏析减轻，横截面内外弧中心线偏析指数从0.94~ 拉矫机处铸坯的中心固相率为1，均已凝固，若执行轻 1.09变为0.94~1.03：纵截面中心线偏析范围从 压下，1拉矫机处由于固相率大，流动阻力大，凝固收0.88~1.09（标准平均偏差值0.06）变为0.96~1.06 缩补充不充分，轻压下几乎未发挥作用，仅凝固末端电 (标准平均偏差值0.03).结合表4计算的不同拉速下 磁搅拌发挥了作用.对于同时采用凝固末端电磁搅拌 的铸坯中心固相率的分布，拉速从0.48m·min提高 和轻压下技术的大方坯连铸机生产高碳钢，低拉速意 到0.52m·min,凝固末端电磁搅拌位置处的中心固 味着仅仅凝固末端电磁搅拌发挥作用，合适的凝固末 相率从0.09减小到0.06.搅拌位置偏前，钢液黏度 端电磁搅拌参数可减小铸坯中心偏析，但不能有效地 小，大的搅拌强度会造成溶质元素向心运动，但1·~4 消除V型偏析和中心缩孔，同时拉速低时，拉矫机处 拉矫机处铸坯的中心固相率变小.由于1~4拉矫机 铸坯完全凝固，且易造成拉矫机压力过大而损伤设备， 执行轻压下，相当于轻压下压下区间扩大，由于压下区 1.20 间中心固相率小，流动阻力小，可以更好的补偿凝固 --拉速0.43m"min1 1.15 -拉速0.48m·min 收缩 。拉速0.50mmin1 1.10 一拉速0.52mmin 当拉速提高到0.52m'min时，如图12(d)可知， 1.05 在大方坯1/4内外弧方向的位置存在垂直于中心线内 裂纹，裂纹距离内外弧表面的距离在90~120mm之 1.00 间.在包含有等轴晶的糊状区内，由于1~3拉矫机 执行轻压下，且拉矫机对应铸坯的中心固相率分别为 0.90 0.370.54和0.86，而辊子的压下量分别为4、5和5 0.85 mm.基于以上的凝固传热模型计算，裂纹区域刚好发 0.80 0.15 -0.100.0500.050.10 0.15 生在1*~3*辊子之间.由于1和2辊在拉坯的同时也 铸坯内外弧距中心的距离/m 具有矫直作用，在轻压下开始时，铸坯中心固相率小， 图13不同拉速下横截面铸坯内外弧中心线碳偏析指数的分布 凝固前沿坯壳应力小，当压下量过大引起矫直力过大， Fig.13 Carbon segregation index in the center line of the inner and 超过凝固前沿的坯壳的应力会形成裂纹.图15为优 outer ares from the cross-section under different casting speeds 化拉速前后热轧圆钢的低倍照片.由图可知，优化拉 速后，热轧圆钢的低倍质量良好，中心缩孔消失：采用 1.25 。-拉速0.43mmin1 。-拉速0.48mmim 碳硫仪对轧材的中心碳含量进行分析，优化后轧材圆 1.20 4-拉速0.50m·min1 钢的中心碳偏析为1.07 1.15 拉速0.52m·mim 对于采用凝固末端电磁搅拌和轻压下复合技术的 1.10 1,05 大方坯连铸机生产高碳钢，当凝固末端电磁搅拌位置 1.00 以及拉矫机的布置确定好后，特别是对于多断面，很难 保证拉速合适的同时满足凝固末端电磁搅拌位置以及 U.90 轻压下压下区间的要求.提高拉速，虽然凝固末端电 磁搅拌的位置偏前会引起中心偏析的增加，但合理的 0.050.100.150.200.250.300.35040 轻压下区间会更好的补偿凝固收缩，弥补由于凝固末 距结品器弯月面距离m 端电磁搅拌的位置偏前引起中心偏析的增加，最终降 图14不同拉速下铸坯纵剖面中心线碳偏析指数分布 低铸坯中心偏析指数，消除V型偏析和中心缩孔，但 Fig.14 Carbon segregation index in the center line of the longitudi- 会形成负偏析，另外轻压下开始压下区域中心固相率 nal section along the casting direction under different casting speeds 较小时，过大的压下量会形成内裂纹 由于横截面低倍的结果具有偶然性，衡量优化拉 速的效果主要以纵截面低倍和偏析为标准.当拉速从 5结论 0.48m·min提高到0.52mmin,从图11和12可看 本文通过建立凝固传热模型，并采用射钉及测温 出，横截面中心缩孔经历了减小且分散在中心区域，最 试验对其进行验证，模拟了过热度、比水量和拉速对凝 终完全消失：V型偏析通道由尖锐且明显的形状变得 固终点的影响，以及拉速对不同位置铸坯凝固坯壳厚 很不明显最终消失.从图13和14可看出，铸坯横截 度和中心固相率的影响：结合钢BU的高温拉伸试验， 面中心偏析指数从1.08减小为0.94，先从正偏析增加 确定了满足采用凝固末端电磁搅拌以及轻压下复合技

安航航等: 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 拉矫机处的铸坯的中心固相率分别为 0. 89、1、1 和 1． 凝固末端电磁搅拌位置合理，而执行轻压下的 2# ～ 4# 拉矫机处铸坯的中心固相率为 1，均已凝固，若执行轻 压下，1# 拉矫机处由于固相率大，流动阻力大，凝固收 缩补充不充分，轻压下几乎未发挥作用，仅凝固末端电 磁搅拌发挥了作用． 对于同时采用凝固末端电磁搅拌 和轻压下技术的大方坯连铸机生产高碳钢，低拉速意 味着仅仅凝固末端电磁搅拌发挥作用，合适的凝固末 端电磁搅拌参数可减小铸坯中心偏析，但不能有效地 消除 V 型偏析和中心缩孔，同时拉速低时，拉矫机处 铸坯完全凝固，且易造成拉矫机压力过大而损伤设备． 图 13 不同拉速下横截面铸坯内外弧中心线碳偏析指数的分布 Fig． 13 Carbon segregation index in the center line of the inner and outer arcs from the cross-section under different casting speeds 图 14 不同拉速下铸坯纵剖面中心线碳偏析指数分布 Fig． 14 Carbon segregation index in the center line of the longitudi￾nal section along the casting direction under different casting speeds 由于横截面低倍的结果具有偶然性，衡量优化拉 速的效果主要以纵截面低倍和偏析为标准． 当拉速从 0. 48 m·min － 1提高到 0. 52 m·min － 1，从图 11 和 12 可看 出，横截面中心缩孔经历了减小且分散在中心区域，最 终完全消失; V 型偏析通道由尖锐且明显的形状变得 很不明显最终消失． 从图 13 和 14 可看出，铸坯横截 面中心偏析指数从1. 08 减小为0. 94，先从正偏析增加 再变为负偏析，但偏析的绝对差值减小，中心区域的点 状偏析减轻，横截面内外弧中心线偏析指数从 0. 94 ～ 1. 09 变 为 0. 94 ～ 1. 03; 纵截面中心线偏析范围从 0. 88 ～ 1. 09( 标准平均偏差值 0. 06) 变为 0. 96 ～ 1. 06 ( 标准平均偏差值0. 03) ． 结合表4 计算的不同拉速下 的铸坯中心固相率的分布，拉速从 0. 48 m·min － 1提高 到 0. 52 m·min － 1，凝固末端电磁搅拌位置处的中心固 相率从 0. 09 减小到 0. 06． 搅拌位置偏前，钢液黏度 小，大的搅拌强度会造成溶质元素向心运动，但 1# ～ 4# 拉矫机处铸坯的中心固相率变小． 由于 1# ～ 4# 拉矫机 执行轻压下，相当于轻压下压下区间扩大，由于压下区 间中心固相率小，流动阻力小，可以更好的补偿凝固 收缩． 当拉速提高到 0. 52 m·min － 1时，如图 12( d) 可知， 在大方坯 1 /4 内外弧方向的位置存在垂直于中心线内 裂纹，裂纹距离内外弧表面的距离在 90 ～ 120 mm 之 间． 在包含有等轴晶的糊状区内，由于 1# ～ 3# 拉矫机 执行轻压下，且拉矫机对应铸坯的中心固相率分别为 0. 37、0. 54 和 0. 86，而辊子的压下量分别为 4、5 和 5 mm． 基于以上的凝固传热模型计算，裂纹区域刚好发 生在 1# ～ 3# 辊子之间． 由于 1# 和 2# 辊在拉坯的同时也 具有矫直作用，在轻压下开始时，铸坯中心固相率小， 凝固前沿坯壳应力小，当压下量过大引起矫直力过大， 超过凝固前沿的坯壳的应力会形成裂纹． 图 15 为优 化拉速前后热轧圆钢的低倍照片． 由图可知，优化拉 速后，热轧圆钢的低倍质量良好，中心缩孔消失; 采用 碳硫仪对轧材的中心碳含量进行分析，优化后轧材圆 钢的中心碳偏析为 1. 07． 对于采用凝固末端电磁搅拌和轻压下复合技术的 大方坯连铸机生产高碳钢，当凝固末端电磁搅拌位置 以及拉矫机的布置确定好后，特别是对于多断面，很难 保证拉速合适的同时满足凝固末端电磁搅拌位置以及 轻压下压下区间的要求． 提高拉速，虽然凝固末端电 磁搅拌的位置偏前会引起中心偏析的增加，但合理的 轻压下区间会更好的补偿凝固收缩，弥补由于凝固末 端电磁搅拌的位置偏前引起中心偏析的增加，最终降 低铸坯中心偏析指数，消除 V 型偏析和中心缩孔，但 会形成负偏析，另外轻压下开始压下区域中心固相率 较小时，过大的压下量会形成内裂纹． 5 结论 本文通过建立凝固传热模型，并采用射钉及测温 试验对其进行验证，模拟了过热度、比水量和拉速对凝 固终点的影响，以及拉速对不同位置铸坯凝固坯壳厚 度和中心固相率的影响; 结合钢 BU 的高温拉伸试验， 确定了满足采用凝固末端电磁搅拌以及轻压下复合技 · 5001 ·