喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响

D0I:10.13374/i.issnl00103x.2010.08.B2 第32卷第8期 北京科技大学学报 Vol32 No 8 2010年8月 Journal ofUniversity of Science and Technobgy Bejjing Aug 2010 喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 王先勇》 刘青》胡志刚2》卿家胜D王 欣”李玉盘》赵彦华) 孙玉虎》李金波》 1)北京科技大学治金与生态工程学院生态与循环治金教育部重点实验室，北京100083 2)邯郸钢铁股份有限公司技术中心，邯郸56015 摘要研究了铸机矫直区现行喷嘴布置对板坯冷却效果的影响，并在喷嘴自动化测试平台上进行一系列喷嘴的组合实验。 从喷嘴流量、喷射高度和水压三个方面探讨了相邻喷嘴喷淋水重叠度与水量在板坯宽度方向分布均匀性的关系。在此基础 上.对现行的二次冷却系统提出了优化方案，实验结果表明.优化后，铸坯角部横裂基本消除。铸坯中心偏析从B类10减轻 至C类15其等轴晶比例提高了4%，明显地改善了铸坯的内部质量. 关键词含铌钢：板坯：连铸：二次冷却：喷嘴；布置 分类号 TF777.1 Infuence of nozzle ayouts on the secondary cooling effect ofm edium thickness sbs in continuous casting WANGX an yong:LIU Qng).HU Zhigang:QING Ja-sheng)WANG X n.LI Yupar).ZHAO Yan_hua).SN Yuhu) LI Jinba 1)Key Lab of heMnistry of Educaticn ofChna prEcolgical&RecyckMetallrgy School ofMetallrgical and EcopgicalEngineering University of Science and Techno kgy Beijing Be ijing 100083 China 2)TechnokgicalCener Handan Ion and SteelGroup Co Ld.Handan056015 China ABSTRACT This research pcused on the nfuence of existng nozzles arrangement at the straigh ening zones of a caster on the cool ing effect of slabs Through a series of tests fr cambined nozzles on the nozze automatic testing platfom the reltionsh p beween he spray overlap degree of adjacent nozzles and he un ifomm it of water distrbu tion n te sab w d h d irection was aalyzed from three as pects inc luding nozzle fow rate injection heght and hydraulic pressure Based on the above research results an optmization scheme was put forward for the secandary cooling system Experin ent esults show hat he ntemal quality of sabs mproves s gnifican tly afer op tin ization Transverse comer cracks in slabs are amost eli inatd the center segregatian level reduces fron B 10 to C1.5 ad the ratio of equiaxed grains ncreases by 4 1%. KEY WORDS Nbm icroalbyed steel s a continuous casting secondary cooling nozzle amangm ent 连铸坯的质量与钢水凝固过程紧密相关，二次 过程的治金行为，不利于对影响铸坯质量的因素进 冷却区内的各种传热方式中，喷水冷却是最主要的 行分析. 热传递方式，也是最主要的可控方式，直接影响着铸 邯钢第三炼钢厂二号板坯连铸机在生产含铌船 坯的产量和质量.在以往对二次冷却的研究中， 板钢的过程中，在现行设备和工艺条件下，铸坯常有 大多研究者主要集中于连铸拉坯方向的冷却状 角部横裂等质量缺陷出现.角部横裂纹多以振痕波 况河，对二次冷却区板坯在宽度方向上冷却的不 谷为起点，在矫直点之前形成微细裂纹，当冷却 均匀性考虑得不多，因而不能真实地反映铸坯凝固 不均匀、矫直应力过大，特别是在高温低塑性区弯曲 收稿日期：2009-10-10 基金项目：教有部新世纪优秀人才支撑计划资助项目(N9 NCET07-0067) 作者简介：王先勇(1983-，男，硕士研究生：刘青(1967-，男，博土，教授Email q@me1 ust edy cn

第 32卷 第 8期 2010年 8月 北 京 科 技 大 学 学 报 JournalofUniversityofScienceandTechnologyBeijing Vol.32 No.8 Aug.2010 喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 王先勇 1) 刘 青 1) 胡志刚 2) 卿家胜 1) 王 欣 1) 李玉盘 2) 赵彦华 2) 孙玉虎 2) 李金波 2) 1)北京科技大学冶金与生态工程学院生态与循环冶金教育部重点实验室, 北京 100083 2)邯郸钢铁股份有限公司技术中心, 邯郸 056015 摘 要 研究了铸机矫直区现行喷嘴布置对板坯冷却效果的影响, 并在喷嘴自动化测试平台上进行一系列喷嘴的组合实验, 从喷嘴流量、喷射高度和水压三个方面探讨了相邻喷嘴喷淋水重叠度与水量在板坯宽度方向分布均匀性的关系.在此基础 上, 对现行的二次冷却系统提出了优化方案.实验结果表明, 优化后, 铸坯角部横裂基本消除, 铸坯中心偏析从 B类 1.0减轻 至 C类 1.5, 其等轴晶比例提高了 4.1%, 明显地改善了铸坯的内部质量. 关键词 含铌钢;板坯;连铸 ;二次冷却;喷嘴;布置 分类号 TF777.1 Influenceofnozzlelayoutsonthesecondarycoolingeffectofmedium thickness slabsincontinuouscasting WANGXian-yong1) , LIUQing1) , HUZhi-gang2) , QINGJia-sheng1) , WANGXin1) , LIYu-pan2) , ZHAOYan-hua2) , SUNYu-hu2) , LIJin-bo2) 1)KeyLaboftheMinistryofEducationofChinaforEcological＆RecycleMetallurgy, SchoolofMetallurgicalandEcologicalEngineering, Universityof ScienceandTechnologyBeijing, Beijing100083, China 2)TechnologicalCenter, HandanIronandSteelGroupCo.Ltd., Handan056015, China ABSTRACT Thisresearchfocusedontheinfluenceofexistingnozzlesarrangementatthestraighteningzonesofacasteronthecool￾ingeffectofslabs.Throughaseriesoftestsforcombinednozzlesonthenozzleautomatictestingplatform, therelationshipbetweenthe sprayoverlapdegreeofadjacentnozzlesandtheuniformityofwaterdistributionintheslabwidthdirectionwasanalyzedfromthreeas￾pectsincludingnozzleflowrate, injectionheightandhydraulicpressure.Basedontheaboveresearchresults, anoptimizationscheme wasputforwardforthesecondarycoolingsystem.Experimentresultsshowthattheinternalqualityofslabsimprovessignificantlyafter optimization.Transversecornercracksinslabsarealmosteliminated, thecentersegregationlevelreducesfromB1.0 toC1.5, and theratioofequiaxedgrainsincreasesby4.1%. KEYWORDS Nb-microalloyedsteel;slab;continuouscasting;secondarycooling;nozzle;arrangement 收稿日期:2009--10--10 基金项目:教育部新世纪优秀人才支撑计划资助项目(No.NCET07--0067) 作者简介:王先勇(1983— ), 男, 硕士研究生;刘 青(1967— ), 男, 博士, 教授, E-mail:qliu@metall.ustb.edu.cn 连铸坯的质量与钢水凝固过程紧密相关 , 二次 冷却区内的各种传热方式中 ,喷水冷却是最主要的 热传递方式 ,也是最主要的可控方式 ,直接影响着铸 坯的产量和质量 [ 1] .在以往对二次冷却的研究中 , 大多研究者主要集中于连铸拉坯方向的冷却状 况 [ 2--5] ,对二次冷却区板坯在宽度方向上冷却的不 均匀性考虑得不多, 因而不能真实地反映铸坯凝固 过程的冶金行为, 不利于对影响铸坯质量的因素进 行分析. 邯钢第三炼钢厂二号板坯连铸机在生产含铌船 板钢的过程中 ,在现行设备和工艺条件下,铸坯常有 角部横裂等质量缺陷出现.角部横裂纹多以振痕波 谷为起点 ,在矫直点之前形成微细裂纹 [ 6] , 当冷却 不均匀、矫直应力过大, 特别是在高温低塑性区弯曲 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2010.08.032

第8期 王先勇等：喷嘴布置方式对中厚板还连铸二次冷却效果的影响 ·1065 和矫直时，裂纹扩展成角部横裂.课题组前期在不 凝固传热的二维非稳态模型，研究该切片从结晶器 改动此铸机喷淋架的情况下，进行了二次冷却区喷 弯月面开始以拉坯速度向下移动过程中所经历的传 嘴的选型和水量的优化实验（下文简称方案1），并 热过程.结合喷嘴特性实验结果，运用该模型重点 对板坯凝固传热过程进行了较为系统的研究.结果 研究矫直区(6~8段俦坯的冷却状况，分析喷嘴布 表明，铸坯的中心偏析由B类1.0改善至C类1.5 置方式对板坯表面温度分布均匀性的影响，以及由 但角部横裂的现象仍存在，原因可能是铸坯宽度方 此对铸坯质量产生的影响. 向上冷却不均匀所致.因此，本研究主要在喷嘴冷 考虑到板坯横截面的中心对称性，选取1/4截 态实验的基础上，研究喷嘴布置方式对板坯宽度方 面作为有限元计算域，通过AnsV建立有限元分析 向上冷却均匀性的影响，从解决板坯角部横裂纹的 模型，将模型计算域的有限元网格划分为6m义 角度提出二次冷却系统的优化方案，确保铸坯得以 6m在模型中，板坯的中心对称边界按绝热边界 均匀冷却，为改善铸坯质量奠定基础 条件处理：结晶器给出求解域边界上的热流密度，按 第2类边界条件处理：二次冷却区和空冷区给出求 1实验原理及研究方法 解域边界上的综合热交换系数，按第3类边界条件 本文采用冷态实验与数值模拟相结合的方法对 处理.在模型计算中，假设板坯宽度方向上，二次冷 板坯冷却效果进行研究.喷嘴冷态性能参数的测定 却区各冷却回路的不均匀冷却分布自上而下保持一 在喷嘴特性实验装置上进行，该装置采用人工安装 致，即板坯宽度方向热交换系数不同，适当地进行 喷嘴和计算机控制的机电一体化设计，将实验平台 区间划分，计算板坯宽度方向上每个位置的热交换 平均划分为120个网格，在每个网格下安装流量和 系数H.研究的钢种为含铌钢A32铸坯规格为 压力传感器.实验时采用移动喷嘴、定点测试的方 1800mX220四拉速为0.9mm,浇注温度 法，计算机确定步长、通过流量和压力传感器采集喷 为1547℃过热度为26℃.应用所建模型计算方案 射水量的增量和冲击压力，根据水的增量可以计算 1条件下的铸坯温度场，铸坯温度变化曲线如图2 出喷射范围内各采集点的水流密度.整个实验过程 所示. 都由计算机进行控制，驱动喷嘴到达测试点，自动进 1600m ·中心点 入实验状态，自动采集数据，并进行计算刀.喷嘴冷 1500 一宽面中心 1400 窄面中心 态特性实验装置如图1所示，其中喷淋杆安装在由 一角部点 计算机控制的驱动装置上，可以根据技术要求调节 1200 1o0 喷嘴间的距离、喷嘴距实验平台的高度，驱动喷嘴在 1000 900 实验平台上方前后移动，而支撑架则用于支撑实验 800 平台上方的驱动装置.在气压为0.2MP不同水压 700F 0 6 12 1824 30 和喷淋高度的条件下，研究了二号板坯连铸机二次 距结品器弯月面的距离血 冷却区扇形段采用的扁平形气水雾化喷嘴，包括 图2铸坯关键点的温度变化曲线 单个喷嘴的流量特性、喷射角度、水量和水流密度分 Fg2 Change in temperaure at key points a continuous casting 布，然后对多喷嘴水量叠加的分布情况进行实验 slabs 研究. 2喷嘴布置对板坯冷却均匀性的影响 单个喷嘴的喷射范围有限，因此采取多个喷嘴 组合的方式对铸坯冷却，而如何进行喷嘴布置影响 到铸坯的冷却效果，喷嘴布置的原则是使水流在铸 坯表面分布均匀.邯钢二号板坯连铸机二次冷却 平 区采用了两种不同类型的喷嘴，在冷却强度较大的 足辊段使用水喷嘴，二次冷却区弯曲段和扇形1~ 图1喷嘴冷态特性测试实验装置 10段使用扁平形气-水雾化喷嘴，其中1~10段每 Fg 1 Expermental device of col charcteristic test fr nozles 排布置三个喷嘴，喷嘴间距大，极易使板坯在其宽度 采用运动坐标系的二维切片法，建立板坯连铸 方向上因冷却严重不均匀而导致板坯质量问题.为

第 8期 王先勇等:喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 和矫直时,裂纹扩展成角部横裂.课题组前期在不 改动此铸机喷淋架的情况下 ,进行了二次冷却区喷 嘴的选型和水量的优化实验 (下文简称方案 1),并 对板坯凝固传热过程进行了较为系统的研究 .结果 表明,铸坯的中心偏析由 B类 1.0改善至 C类 1.5, 但角部横裂的现象仍存在 , 原因可能是铸坯宽度方 向上冷却不均匀所致.因此 , 本研究主要在喷嘴冷 态实验的基础上 ,研究喷嘴布置方式对板坯宽度方 向上冷却均匀性的影响 , 从解决板坯角部横裂纹的 角度提出二次冷却系统的优化方案, 确保铸坯得以 均匀冷却,为改善铸坯质量奠定基础 . 1 实验原理及研究方法 本文采用冷态实验与数值模拟相结合的方法对 板坯冷却效果进行研究.喷嘴冷态性能参数的测定 在喷嘴特性实验装置上进行 ,该装置采用人工安装 喷嘴和计算机控制的机电一体化设计, 将实验平台 平均划分为 120个网格, 在每个网格下安装流量和 压力传感器 .实验时采用移动喷嘴 、定点测试的方 法 ,计算机确定步长、通过流量和压力传感器采集喷 射水量的增量和冲击压力 , 根据水的增量可以计算 出喷射范围内各采集点的水流密度.整个实验过程 都由计算机进行控制 ,驱动喷嘴到达测试点,自动进 入实验状态 ,自动采集数据 ,并进行计算 [ 7] .喷嘴冷 态特性实验装置如图 1所示 ,其中喷淋杆安装在由 计算机控制的驱动装置上 , 可以根据技术要求调节 喷嘴间的距离、喷嘴距实验平台的高度,驱动喷嘴在 实验平台上方前后移动 , 而支撑架则用于支撑实验 平台上方的驱动装置 .在气压为 0.2 MPa,不同水压 和喷淋高度的条件下, 研究了二号板坯连铸机二次 冷却区扇形段采用的扁平形气 --水雾化喷嘴, 包括 单个喷嘴的流量特性 、喷射角度 、水量和水流密度分 布 ,然后对多喷嘴水量叠加的分布情况进行实验 研究. 图 1 喷嘴冷态特性测试实验装置 Fig.1 Experimentaldeviceofcoldcharacteristictestfornozzles 采用运动坐标系的二维切片法 , 建立板坯连铸 凝固传热的二维非稳态模型, 研究该切片从结晶器 弯月面开始以拉坯速度向下移动过程中所经历的传 热过程.结合喷嘴特性实验结果, 运用该模型重点 研究矫直区(6 ～ 8段)铸坯的冷却状况 ,分析喷嘴布 置方式对板坯表面温度分布均匀性的影响, 以及由 此对铸坯质量产生的影响. 考虑到板坯横截面的中心对称性 , 选取 1 /4截 面作为有限元计算域 , 通过 Ansys建立有限元分析 模型 ,将模型计算域的有限元网格划分为 6 mm× 6 mm.在模型中, 板坯的中心对称边界按绝热边界 条件处理 ;结晶器给出求解域边界上的热流密度 ,按 第 2类边界条件处理 ;二次冷却区和空冷区给出求 解域边界上的综合热交换系数, 按第 3类边界条件 处理 .在模型计算中, 假设板坯宽度方向上, 二次冷 却区各冷却回路的不均匀冷却分布自上而下保持一 致, 即板坯宽度方向热交换系数 h不同 ,适当地进行 区间划分 ,计算板坯宽度方向上每个位置的热交换 系数 h [ 8] .研究的钢种为含铌钢 A32, 铸坯规格为 1 800 mm×220 mm, 拉速为 0.9 m·min -1 , 浇注温度 为 1 547 ℃,过热度为 26 ℃.应用所建模型计算方案 1条件下的铸坯温度场, 铸坯温度变化曲线如图 2 所示 . 图 2 铸坯关键点的温度变化曲线 Fig.2 Changeintemperatureatkeypointsoncontinuouscasting slabs 2 喷嘴布置对板坯冷却均匀性的影响 单个喷嘴的喷射范围有限 ,因此采取多个喷嘴 组合的方式对铸坯冷却, 而如何进行喷嘴布置影响 到铸坯的冷却效果 ,喷嘴布置的原则是使水流在铸 坯表面分布均匀 [ 9] .邯钢二号板坯连铸机二次冷却 区采用了两种不同类型的喷嘴, 在冷却强度较大的 足辊段使用水喷嘴 , 二次冷却区弯曲段和扇形 1 ～ 10段使用扁平形气--水雾化喷嘴 ,其中 1 ～ 10段每 排布置三个喷嘴,喷嘴间距大 ,极易使板坯在其宽度 方向上因冷却严重不均匀而导致板坯质量问题 .为 · 1065·

。1066 北京科技大学学报 第32卷 此，选取现行110喷射角的扁平形喷嘴进行实验， 重叠度分别为28%、339%和38%时的水量分布， 分别在不同流量、高度和压力条件下，考察组合喷嘴 而(b)、()中的曲线AB和C表示喷淋水重叠度 喷射的喷淋水在板坯宽度方向上重叠程度（以下简 分别为33%、38%和43%时的水量分布.从图3 称重叠度，即相邻喷嘴间喷淋水重叠区域的宽度与 中可以看出，在喷嘴组合实验中，对于流量分别为 单个喷嘴喷淋宽度之比不同时水量分布的情况. 2.439和5.6mr的喷嘴。相邻喷嘴喷淋水 2.1不同流量的喷嘴实验结果分析 重叠度分别为33%、38%和43%时，水量分布较 实验中分别选取流量为243.9和5.6L 为均匀.综合分析可知，对于扁平形气水喷嘴，在 m的扁平形气水喷嘴，在气压0.2MP水压 要求相邻喷嘴之间水量均匀分布的前提下，喷嘴 0.2MPa喷嘴喷射高度均为380m的条件下，研究 的流量越大则相应喷嘴喷淋水的重叠程度也越 相同流量喷嘴组合中相邻两个喷嘴喷射的喷淋水在 大.一般而言，对于流量一定的喷嘴，喷淋水重叠 板坯宽度方向上不同重叠程度的水量分布，如图3度应根据实际情况确定一个合适的值，重叠度过 所示. 大必然造成喷嘴间水量的聚集，而过小易导致相 图3(a)中的曲线AB和C分别表示相邻两 邻喷嘴间水量的不足，均不利于铸坯均匀冷却，达 个喷嘴所喷的喷淋水在板坯宽度方向上，喷淋水 到改善铸坯质量的目的 100 100 100 80 80 60 60 90 20 20 -800 -400 0 400 800 800 -400 400 800 -800 -400 0 400 800 距相邻喷嘴中心的距离/mm 距相邻喷嘴中心的距离/mm 距相邻喷嘴中心的距离mm 图3相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布（喷嘴流量不同）(a)流量24上m广的喷嘴：(b)流量39：mir的喷嘴：(c)流量56上 mr的喷嘴 Fig 3 W ater distrbution of two adjacent nozzles a kng the slab width direc tion at different waer flowrates a)nozzle flwrate 2 4 I:m(b) ozzle flowrate39上mrl:(c9 nozzle flow ra te5.6上miri 2.2不同高度的喷嘴实验结果分析 看出，在流量为3.9Lm前'、喷嘴喷射高度为 实验中选取流量为3.9m前的扁平形气水 300的条件下，相邻喷嘴间喷淋水重叠度为43% 喷嘴，在气压02MP水压0.2MP吸喷嘴喷射高 时，沿板坯宽度方向上水量分布较为均匀：而喷嘴高 度分别为300和380的条件下，研究喷嘴组合中 度为380m时，从图3(b)中可以得出重叠度为 相邻两个喷嘴喷射的喷淋水在板坯宽度方向上不同 38%的水量分布比较均匀.综合二者可知，在喷嘴 重叠程度的水量分布，如图3(b).图4所示. 喷淋条件一定的情况下，喷射高度降低的同时，适当 100 增加喷嘴间喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布： 同时，喷嘴高度的降低会减小喷淋覆盖的宽度，相应 区域的水流密度会增大， 2.3不同压力的喷嘴实验结果分析 实验中选取流量为3.9mT的扁平形气水 -600-400-2000200400600 喷嘴，在气压0.2MP水压03MP和喷嘴喷射高 距相邻喷璃中心的距离mm 度为380的条件下，研究喷嘴组合中相邻两个喷 图4相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布（喷嘴高度300m) 嘴喷射的喷淋水在板坯宽度方向上不同重叠程度的 Fg 4 Wa ter distrbution of woadjacentnozzles a bng the shb width 水量分布，如图3(b)图5所示 directon(injection hetht300mm) 同样，图5中曲线AB和C表示喷淋水重叠度 分别为33%、389%和43%时的水量分布.分析图5 图4中曲线AB和C表示喷淋水重叠度分别 与图3(b可以得出，在同样的喷射高度和气压下， 为33%、389%和43%时的水量分布.从图4中可以 水压为03MP时喷淋水的覆盖宽度较水压为

北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 此 , 选取现行 110°喷射角的扁平形喷嘴进行实验 , 分别在不同流量 、高度和压力条件下 ,考察组合喷嘴 喷射的喷淋水在板坯宽度方向上重叠程度(以下简 称重叠度,即相邻喷嘴间喷淋水重叠区域的宽度与 单个喷嘴喷淋宽度之比)不同时水量分布的情况. 2.1 不同流量的喷嘴实验结果分析 实验中分别选取流量为 2.4、 3.9 和 5.6 L· min -1的扁平形气 --水喷嘴 , 在气压 0.2 MPa、水压 0.2MPa、喷嘴喷射高度均为 380 mm的条件下, 研究 相同流量喷嘴组合中相邻两个喷嘴喷射的喷淋水在 板坯宽度方向上不同重叠程度的水量分布, 如图 3 所示. 图 3(a)中的曲线 A、B和 C分别表示相邻两 个喷嘴所喷的喷淋水在板坯宽度方向上 , 喷淋水 重叠度分别为 28%、 33%和 38%时的水量分布 , 而(b)、(c)中的曲线 A、B和 C表示喷淋水重叠度 分别为 33%、38%和 43%时的水量分布 .从图 3 中可以看出 ,在喷嘴组合实验中 , 对于流量分别为 2.4、3.9和 5.6 L·min -1的喷嘴, 相邻喷嘴喷淋水 重叠度分别为 33%、 38%和 43%时 , 水量分布较 为均匀 .综合分析可知, 对于扁平形气--水喷嘴 , 在 要求相邻喷嘴之间水量均匀分布的前提下 , 喷嘴 的流量越大则相应喷嘴喷淋水的重叠程度也越 大 .一般而言 ,对于流量一定的喷嘴 , 喷淋水重叠 度应根据实际情况确定一个合适的值 , 重叠度过 大必然造成喷嘴间水量的聚集 , 而过小易导致相 邻喷嘴间水量的不足 , 均不利于铸坯均匀冷却 , 达 到改善铸坯质量的目的 . 图 3 相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布(喷嘴流量不同).(a)流量 2.4L·min-1的喷嘴;(b)流量 3.9L·min-1的喷嘴;(c)流量 5.6L· min-1的喷嘴 Fig.3 Waterdistributionoftwoadjacentnozzlesalongtheslabwidthdirectionatdifferentwaterflowrates:(a)nozzleflowrate2.4L·min-1;(b) nozzleflowrate3.9L·min-1 ;(c)nozzleflowrate5.6L·min-1 2.2 不同高度的喷嘴实验结果分析 实验中选取流量为 3.9 L·min -1的扁平形气 --水 喷嘴, 在气压 0.2 MPa、水压 0.2 MPa及喷嘴喷射高 度分别为 300和 380 mm的条件下,研究喷嘴组合中 相邻两个喷嘴喷射的喷淋水在板坯宽度方向上不同 重叠程度的水量分布 ,如图 3(b)、图 4所示. 图 4 相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布(喷嘴高度 300mm) Fig.4 Waterdistributionoftwoadjacentnozzlesalongtheslabwidth direction(injectionheight300mm) 图 4中曲线 A、B和 C表示喷淋水重叠度分别 为 33%、38%和 43%时的水量分布 .从图 4中可以 看出 , 在流量为 3.9 L· min -1 、喷嘴喷 射高度为 300 mm的条件下 ,相邻喷嘴间喷淋水重叠度为 43% 时, 沿板坯宽度方向上水量分布较为均匀;而喷嘴高 度为 380 mm时, 从图 3(b)中可以得出重叠度为 38%的水量分布比较均匀.综合二者可知, 在喷嘴 喷淋条件一定的情况下 ,喷射高度降低的同时,适当 增加喷嘴间喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布; 同时 ,喷嘴高度的降低会减小喷淋覆盖的宽度,相应 区域的水流密度会增大 . 2.3 不同压力的喷嘴实验结果分析 实验中选取流量为 3.9 L·min -1的扁平形气--水 喷嘴 ,在气压 0.2 MPa、水压 0.3 MPa和喷嘴喷射高 度为 380 mm的条件下, 研究喷嘴组合中相邻两个喷 嘴喷射的喷淋水在板坯宽度方向上不同重叠程度的 水量分布 ,如图 3(b)、图 5所示 . 同样 ,图 5中曲线 A、B和 C表示喷淋水重叠度 分别为 33%、38%和 43%时的水量分布 .分析图 5 与图 3(b)可以得出, 在同样的喷射高度和气压下, 水压为 0.3 MPa时喷淋水的覆盖宽度较水压为 · 1066·

第8期 王先勇等：喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 ·1067° 100 80 20 -800 -4000 400 800 -8 -4000 400800 距相邻喷嘴中心的距离mm 距相邻喷嘴中心的距离mm 图5相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布（水压为Q3MP网 图6矫直区现行工况下喷嘴沿板坯宽度方向水量分布 Fg 5 Wa ter distrbutin of woadjacentnozzles a png the sab width Fg 6 Wa ter distrbution of nozzles in the straightening zone apng direction water pessue 0 3 MPa) the sab with direction under the present sma us 0.2MP时有所增大，主要原因是水压增大后，喷嘴 由于二次冷却区足辊段与弯曲段喷嘴的排列比 的实际喷射角相对于标定的值会稍有增加；在板坯 较密集冷态实验中水量分布表现较为均匀，因此模 宽度方向上，图5中喷淋水重叠度为43%时水量分 拟计算中假定二次冷却足辊段和弯曲段区域板坯表 布相对均匀，但相邻两喷嘴中心处的水量略显不足， 面宽度方向冷却均匀：而在二次冷却区扇形段则对 可能是喷嘴的流量有限，水压增大，喷嘴喷射角变 现行布置下各冷却回路的喷嘴进行冷态实验得到 大、喷淋宽度增加的缘故，在此情况下可以稍微加大 各回路冷却水在板坯宽度方向的水量分布情况然 相邻两喷嘴间的水量重叠度，使水量在沿板坯宽度 后计算得到相应的水流密度分布曲线，并拟合出反 方向上更好地分布.综合图5图3(b河知，在喷嘴 应此曲线的关系式，继而可以得到板坯宽度方向上 喷淋条件一定的情况下，增大水压的同时适当增加 体现传热系数变化的关系式.在此基础上，按照铸 喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布 坯切片所在位置的不同而施加不同的传热边界条 综上所述，喷嘴的布置方式对水量在沿板坯宽 件，计算铸坯的温度场. 度方向上的分布具有重要的影响，在喷嘴喷淋条件 铸坯切片运行至矫直区时，根据图6所示的水 一定的情况下，水量的均匀分布可以通过使相邻喷 量分布情况，通过编写程序，对模型施加板坯宽度方 嘴喷淋水达到合理的重叠度来实现.喷淋水合适的 向上反应传热系数变化的传热边界条件，进行矫直 重叠度受喷嘴流量、喷射高度和水压等因素影响. 区铸坯温度场的模拟.A32钢的拉速为 因此，优化板坯连铸二次冷却系统时，结合现场的工 0.9mmr1、过热度为26℃时，模拟与实测的二次 艺参数，综合考虑各种影响因素，进行喷嘴合理布 冷却区六段末铸坯表面温度如表1所示. 置，最大程度地实现板坯宽度方向上二次均匀冷却 表1六段末铸坯表面温度计算与实测结果的比较 对高质量板坯的生产是十分关键的. Table 1 Comparison be ween the calculaton va lues and he measured data of mperaure on the slab surface at the end of the sixth segment 3喷嘴布置优化前后对板坯冷却效果的 影响 铸坯表面位置 计算温度℃ 测试平均温度℃ 宽面中心处 930 917 3.1现行喷嘴布置下模拟计算结果分析 宽面1/4处 92 978 二号板坯连铸机矫直区现行每排相邻喷嘴的间 角部点处 798 790 距为450四距铸坯表面的高度均是380四喷嘴 型号为HP巧.0-1100气压为0.2MP生产时相 由表1可以看出，实测温度均比计算温度低，最 应的水压下，同一排三个喷嘴喷淋时覆盖宽度达到 大相对误差为1.4%，其原因主要是测温过程中受 了1985m明显地超过了铸坯的宽度(1800mm). 水雾和氧化铁皮的影响，但沿板坯宽度方向，温度总 另外，由于单个喷嘴的喷射范围大，板坯宽面中心处 的变化趋势是一致的，即均是14处温度高，而角部 出现了三个喷嘴喷淋水相互冲击叠加的区域，中心 处最低.计算得到宽面14处与角部的温差为 部位的水量明显较两侧的高，如图6所示，水量在整 194℃而实测两处的温差为188℃也表明了计算 个板坯宽度上分布很不均匀，结果导致冷却不均匀. 结果是比较可信的 铸坯凝固坯壳温度的波动易在坯壳中形成应力，将 对于裂纹敏感性强的含铌钢，铸坯温度低于 导致裂纹等各种铸坯质量缺陷【0. 1000℃时开始析出Nb(CN)",析出的“鼻子

第 8期 王先勇等:喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 图 5 相邻两喷嘴沿板坯宽度方向水量分布(水压为 0.3MPa) Fig.5 Waterdistributionoftwoadjacentnozzlesalongtheslabwidth direction(waterpressure0.3MPa) 0.2MPa时有所增大 ,主要原因是水压增大后 ,喷嘴 的实际喷射角相对于标定的值会稍有增加 ;在板坯 宽度方向上 ,图 5中喷淋水重叠度为 43%时水量分 布相对均匀 ,但相邻两喷嘴中心处的水量略显不足 , 可能是喷嘴的流量有限, 水压增大, 喷嘴喷射角变 大 、喷淋宽度增加的缘故, 在此情况下可以稍微加大 相邻两喷嘴间的水量重叠度 ,使水量在沿板坯宽度 方向上更好地分布.综合图 5、图 3(b)可知, 在喷嘴 喷淋条件一定的情况下 , 增大水压的同时适当增加 喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布 . 综上所述 , 喷嘴的布置方式对水量在沿板坯宽 度方向上的分布具有重要的影响, 在喷嘴喷淋条件 一定的情况下,水量的均匀分布可以通过使相邻喷 嘴喷淋水达到合理的重叠度来实现.喷淋水合适的 重叠度受喷嘴流量、喷射高度和水压等因素影响 . 因此, 优化板坯连铸二次冷却系统时 ,结合现场的工 艺参数 ,综合考虑各种影响因素, 进行喷嘴合理布 置 ,最大程度地实现板坯宽度方向上二次均匀冷却 对高质量板坯的生产是十分关键的. 3 喷嘴布置优 化前后对板 坯冷却效 果的 影响 3.1 现行喷嘴布置下模拟计算结果分析 二号板坯连铸机矫直区现行每排相邻喷嘴的间 距为 450 mm,距铸坯表面的高度均是 380 mm, 喷嘴 型号为 HPZ3.0--110B30,气压为 0.2 MPa,生产时相 应的水压下 ,同一排三个喷嘴喷淋时覆盖宽度达到 了 1 985mm, 明显地超过了铸坯的宽度(1 800 mm). 另外, 由于单个喷嘴的喷射范围大,板坯宽面中心处 出现了三个喷嘴喷淋水相互冲击叠加的区域 , 中心 部位的水量明显较两侧的高 ,如图 6所示 ,水量在整 个板坯宽度上分布很不均匀,结果导致冷却不均匀 . 铸坯凝固坯壳温度的波动易在坯壳中形成应力 ,将 导致裂纹等各种铸坯质量缺陷 [ 10] . 图 6 矫直区现行工况下喷嘴沿板坯宽度方向水量分布 Fig.6 Waterdistributionofnozzlesinthestraighteningzonealong theslabwidthdirectionunderthepresentstatus 由于二次冷却区足辊段与弯曲段喷嘴的排列比 较密集,冷态实验中水量分布表现较为均匀 ,因此模 拟计算中假定二次冷却足辊段和弯曲段区域板坯表 面宽度方向冷却均匀 ;而在二次冷却区扇形段则对 现行布置下各冷却回路的喷嘴进行冷态实验, 得到 各回路冷却水在板坯宽度方向的水量分布情况, 然 后计算得到相应的水流密度分布曲线 ,并拟合出反 应此曲线的关系式 ,继而可以得到板坯宽度方向上 体现传热系数变化的关系式.在此基础上, 按照铸 坯切片所在位置的不同而施加不同的传热边界条 件, 计算铸坯的温度场. 铸坯切片运行至矫直区时 ,根据图 6所示的水 量分布情况,通过编写程序, 对模型施加板坯宽度方 向上反应传热系数变化的传热边界条件 ,进行矫直 区 铸 坯 温 度 场 的 模 拟 . A32 钢 的 拉 速 为 0.9 m·min -1 、过热度为 26 ℃时 ,模拟与实测的二次 冷却区六段末铸坯表面温度如表 1所示 . 表 1 六段末铸坯表面温度计算与实测结果的比较 Table1 Comparisonbetweenthecalculationvaluesandthemeasured dataoftemperatureontheslabsurfaceattheendofthesixthsegment 铸坯表面位置 计算温度 /℃ 测试平均温度/℃ 宽面中心处 930 917 宽面 1/4处 992 978 角部点处 798 790 由表 1可以看出 ,实测温度均比计算温度低, 最 大相对误差为 1.4%, 其原因主要是测温过程中受 水雾和氧化铁皮的影响 ,但沿板坯宽度方向 ,温度总 的变化趋势是一致的,即均是 1 /4处温度高, 而角部 处最低.计算得到宽面 1 /4 处与角部的温差为 194 ℃, 而实测两处的温差为 188 ℃, 也表明了计算 结果是比较可信的 . 对于裂纹敏感性强的含铌钢 , 铸坯温度低于 1 000 ℃时开始析出 Nb(C, N) [ 11] , 析出的 “鼻子 ” · 1067·

·1068 北京科技大学学报 第32卷 温度为900℃，正好落在奥氏体相低温区域导 100 致铸坯的高温延塑性变差.同时，研究表明，铸 80 坯表面横裂纹的出现与铸坯750~900℃低温脆性 60 区域的存在有很大关系.二次冷却区六段位于矫 40 直区，铸坯宽度方向温度分布不均匀和角部温度 过低极易在铸坯拉矫过程中产生角部横裂等质量 缺陷.因此，对现有的二次冷却系统进行喷嘴的优 -800 4000400 800 距相邻喷嘴中心的距离mm 化布置是十分必要的，以使板坯宽面上水量分布 图7矫直区喷嘴沿板坯宽度方向的水量分布（方案2） 尽量均匀，角部不喷或少喷水，达到铸坯表面均匀 Fg7 Water distrilutin of nozzles in the straghten zone a kng the 冷却的效果 slab wdh direction(Scheme2) 3.2板坯连铸机喷嘴布置优化及效果分析 1100 方案1由于受到各种条件的制约，在保持现行 1050 喷淋架不变的情况下，只考虑到铸坯角部过冷，将两 1000 侧喷嘴的喷射角选定为100，而喷嘴的间距和高度 950 均不变.此条件虽较现行状况有助于减轻角部冷 笔 900F 850 却，但板坯宽面中心处仍出现局部冷却偏大.因而， 800 针对现行板坯连铸冷却不均匀而形成的诸如角部横 0.6-0.20.20.6 1.0 裂等铸坯质量问题，结合喷嘴布置对冷却均匀性影 距铸坯宽面中，心的距离m 响的研究，重新提出矫直区喷嘴的优化布置方案 图8二次冷却区六段末板坯宽度方向表面温度分布 (方案2).改进后，喷淋架每排仍布置三个喷嘴，喷 Fg8 Surace tmperaure distrbution n the width direc tin of sbs at the end of the sixh segm ent in he secandary cooling ne 嘴型号保持HP巧.0一11030不变，喷嘴间距增大为 480m四高度降为270m?此时，相邻喷嘴间喷淋水 从图8中可以看出：由于采用方案2后水量分布较 的重叠度约为37%，喷淋水在铸坯宽度方向上的覆 为均匀，板坯宽度方向上温度分布的均匀性随之提 盖程度稍小于铸坯宽度，铸坯两侧各有34mm的范 高，温度分布曲线变化平缓铸坯表面宽面中心和宽 围没有喷水，有利于减轻角部冷却、提升角部温度. 面1/4处的温差由现行的62℃降至优化后的5℃ 在上述喷嘴布置情况下，将现行矫直区的冷却水量 且角部温度也提高约30℃同时，矫直区铸坯的温 减小3.05%，气压为0.2MP经冷态实验得到水量 度有较大提升，矫直温度达到1035℃以上.因而， 分布曲线如图7所示.从图7中可以看出，若不考 理论上，方案2有利于含铌钢板坯质量的提高. 虑铸坯边部弱冷，水量分布能够在板坯宽度方向上 3.3优化前后应用效果 基本趋于均匀，因而，该布置对于矫直区的喷嘴是合 采用方案2的二次冷却喷嘴选型和布置。将比 适的.在此基础上，对铸坯凝固过程的温度场进行 水量由现行的048kg降至047kg,在拉速 模拟在拉速为0.9mmr、过热度为27℃时，二 为09mm江'的情况下，对浇注的A32钢进行实 次冷却区六段末板坯宽度方向上表面温度的模拟结 验，得到优化前（现行）后仿案2)铸坯质量的对 果如图8所示. 比情况.如图9图10所示. 图9优化前（两后(b)铸坯角部横裂情况对比（过热度27℃） Fgg.Con parison of transve rse comer cracks in slabs be fore(两and after(b)optmizt知(uperhe阳t27℃)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 温度为 900 ℃ [ 12] , 正好落在奥氏体相低温区域, 导 致铸坯的高温延塑性变差 .同时 , 研究表明 [ 13] , 铸 坯表面横裂纹的出现与铸坯 750 ～ 900 ℃低温脆性 区域的存在有很大关系 .二次冷却区六段位于矫 直区 ,铸坯宽度方向温度分布不均匀和角部温度 过低极易在铸坯拉矫过程中产生角部横裂等质量 缺陷 .因此, 对现有的二次冷却系统进行喷嘴的优 化布置是十分必要的 , 以使板坯宽面上水量分布 尽量均匀, 角部不喷或少喷水, 达到铸坯表面均匀 冷却的效果 . 3.2 板坯连铸机喷嘴布置优化及效果分析 方案 1由于受到各种条件的制约 ,在保持现行 喷淋架不变的情况下 ,只考虑到铸坯角部过冷 ,将两 侧喷嘴的喷射角选定为 100°,而喷嘴的间距和高度 均不变 .此条件虽较现行状况有助于减轻角部冷 却 ,但板坯宽面中心处仍出现局部冷却偏大.因而 , 针对现行板坯连铸冷却不均匀而形成的诸如角部横 裂等铸坯质量问题, 结合喷嘴布置对冷却均匀性影 响的研究 , 重新提出矫直区喷嘴的优化布置方案 (方案 2).改进后 ,喷淋架每排仍布置三个喷嘴 ,喷 嘴型号保持 HPZ3.0--110B30不变, 喷嘴间距增大为 480mm, 高度降为 270mm, 此时 ,相邻喷嘴间喷淋水 的重叠度约为 37%, 喷淋水在铸坯宽度方向上的覆 盖程度稍小于铸坯宽度 ,铸坯两侧各有 34 mm的范 围没有喷水 ,有利于减轻角部冷却、提升角部温度 . 在上述喷嘴布置情况下 , 将现行矫直区的冷却水量 减小 3.05%,气压为 0.2 MPa,经冷态实验得到水量 分布曲线如图 7 所示 .从图 7中可以看出 ,若不考 虑铸坯边部弱冷 ,水量分布能够在板坯宽度方向上 基本趋于均匀,因而, 该布置对于矫直区的喷嘴是合 适的.在此基础上 , 对铸坯凝固过程的温度场进行 模拟, 在拉速为 0.9 m·min -1 、过热度为 27 ℃时 ,二 次冷却区六段末板坯宽度方向上表面温度的模拟结 果如图 8所示. 图 7 矫直区喷嘴沿板坯宽度方向的水量分布(方案 2) Fig.7 Waterdistributionofnozzlesinthestraightenzonealongthe slabwidthdirection(Scheme2) 图 8 二次冷却区六段末板坯宽度方向表面温度分布 Fig.8 Surfacetemperaturedistributioninthewidthdirectionofslabs attheendofthesixthsegmentinthesecondarycoolingzone 从图 8中可以看出 :由于采用方案 2 后水量分布较 为均匀,板坯宽度方向上温度分布的均匀性随之提 高, 温度分布曲线变化平缓, 铸坯表面宽面中心和宽 面 1/4处的温差由现行的 62 ℃降至优化后的 5 ℃, 且角部温度也提高约 30 ℃;同时, 矫直区铸坯的温 度有较大提升 ,矫直温度达到 1 035 ℃以上.因而, 理论上,方案 2有利于含铌钢板坯质量的提高. 3.3 优化前后应用效果 采用方案 2的二次冷却喷嘴选型和布置, 将比 水量由现行的 0.48 L·kg -1降至 0.47 L·kg -1 ,在拉速 为 0.9 m·min -1的情况下, 对浇注的 A32 钢进行实 验, 得到优化前 (现行)、后 (方案 2)铸坯质量的对 比情况,如图 9、图 10所示. 图 9 优化前(a)后(b)铸坯角部横裂情况对比(过热度 27℃) Fig.9 Comparisonoftransversecornercracksinslabsbefore(a)andafter(b)optimization(superheat27℃) · 1068·

第8期 王先勇等：喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 ·1069 内弧 内弧 b 图10优化前（西后(b铸坯内部质量对比（过热度27℃） Fig 10 Intemal quality of slabs before (a)and afer (b)ptimization(superbeat27C) 从图9可以看出，优化前铸坯边角部横裂比较 参考文献 严重，优化后角部横裂基本消失.究其原因，主要是 [I JnX ChenD E WangQX et al Testing of secondary cooling 采用优化方案后，减弱了铸坯边角部冷却，提高了铸 characeristics for slab con tinuous casting and its applica tion Chin 坯的角部温度，而且铸坯宽度方向上的温度分布也 JProcess Eng 2008 8(SuPpl1):161 (靳星，陈登福。王青峡，等。板坯连铸二冷喷嘴性能实验及 较均匀，矫直时相应的应力应变随之减小，因而铸坯 应用.过程工程学报.20088（增刊1,161） 角部横裂状况得到了显著改善.从图10中可以看 2 Shan siMR R J AMANI SK Three dmensicnal urbulent fuid 出，优化后，铸坯中心偏析减轻至C类1.5铸坯等 flow and heat transferm atema tica lmodel for the analysis of a oon 轴晶区域由35m扩大为44四等轴晶比率提高 tinucus slb caster SI]ht 2007 47(3):433 了4.%，表明二次冷却优化对铸坯内部质量的提 [3 GaoFX WangCS Xuk etal Intellgent controlmodel of sec ondary cooling n continuous slab casting IUniv SciTechnol Bei 高有较大的促进作用. jmg200931(10为1322 4结论 (高风翔王长松徐科，等.板坯连铸二次冷却智能控制模 型.北京科技大学学报，200931(10片1322) (1)扁平形气水雾化喷嘴间喷淋水的重叠度 [4 ZhaoL P Wang B E Ma YL et al Sudy on optmizatin of temperature fiel and water distribution at the secondary cooling 影响板坯宽度方向水量的分布状况。相邻喷嘴喷淋 zne n continucus casting shb of stinkess steel Steemaking 水合适的重叠度受喷嘴流量、喷射高度和水压的影 200319(2片41 响.喷嘴冷态实验表明：流量大时，喷淋水重叠度偏 (赵莉萍，王宝峰.麻永林，等.不锈钢板坯连铸温度场及二 大有利于水量的均匀分布：而在一定的喷淋条件下， 冷配水优化的研究.炼钢。20039(2)：41) 喷射高度降低或水压增大的同时，适当增加喷嘴间 [5 Ha JS ChoJB Lee BY et a]Numerical aapysisofsecondary 喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布. cooling and buging in the continuous casting of slabs J Ma ter Poces Tedpol 2001 113 257 (2)分析了板坯凝固过程中其宽度方向上温度 CaiK K Conthuous Casting Mouds Beijing Metallurgical h 的变化，矫直区板坯宽度方向上温度分布不均匀和 dusty Pre号2008 角部温度过低是含铌钢产生角部横裂等缺陷的主要 (蔡开科.连铸结品器.北京：治金工业出版社，2008) 原因，并将仿真结果与实验数据进行对比分析，最大 [7 Qing JS Sudy an Optm izatin of Secondary Cooling Sysm pr 相对误差为1.4%，验证了模拟计算结果是合理的. Medim Thidness Slab CCM a tH anSteel Dissertation,Be ijng Un versity of Sc ience and Techro kgy Beijing 2008 42 (3)现行的喷嘴布置不能满足铸坯的良好冷 (卿家胜。邯钢板坯连铸二次冷却系统优化[学位论文1.北 却，提出了优化喷嘴布置的方案2矫直区喷嘴型号 京：北京科技大学，200842) 保持HP乃.0-1100不变，喷嘴间距增大为 [8 Zhang FQ Wang X H Smultion of uneven cooling alang the 480m四高度降为270m四使板坯宽度方向上水量 with of cont nuousy cast slb secondary cooling ane Iron 分布均匀的同时，将矫直区的水量在现行的基础上 Se9l200641(9):30 (张富强。王新华.连铸板坯二冷区板坯宽度方向不均匀冷却 减小了3.05%，有利于提高铸坯的矫直温度，促进 的研究.钢铁200641(9,30) 铸坯质量的改善. [9 QiY F W en GH Tang P etal hfluence of secondary cooling (4)优化后仿真结果显示，角部温度提高约 shape and layout o qua lity of concasting shb Spec Steel 2004 30℃，宽面中心和宽面1/4处的温差也由现行的 25(6,55 (齐彦峰.文光华唐萍等。二冷喷嘴类型和布置对板坯质 62℃降至为优化后的5℃，板坯宽面方向温度分布 量的影响.特殊钢200425(6,55) 优于原有喷嘴布置的情况.实践表明，以方案2进 [10 ThamasB G Maleling of the continuous casting of steel past 行优化后，铸坯的质量得到了较明显的提高. Present and fuure MetallMaterTransB 2002 33 798

第 8期 王先勇等:喷嘴布置方式对中厚板坯连铸二次冷却效果的影响 图 10 优化前(a)后(b)铸坯内部质量对比(过热度 27℃) Fig.10 Internalqualityofslabsbefore(a)andafter(b)optimization(superheat27℃) 从图 9可以看出, 优化前铸坯边角部横裂比较 严重, 优化后角部横裂基本消失 .究其原因, 主要是 采用优化方案后 ,减弱了铸坯边角部冷却 ,提高了铸 坯的角部温度,而且铸坯宽度方向上的温度分布也 较均匀 ,矫直时相应的应力应变随之减小 ,因而铸坯 角部横裂状况得到了显著改善.从图 10中可以看 出 ,优化后, 铸坯中心偏析减轻至 C类 1.5,铸坯等 轴晶区域由 35 mm扩大为 44 mm, 等轴晶比率提高 了 4.1%, 表明二次冷却优化对铸坯内部质量的提 高有较大的促进作用 . 4 结论 (1)扁平形气--水雾化喷嘴间喷淋水的重叠度 影响板坯宽度方向水量的分布状况, 相邻喷嘴喷淋 水合适的重叠度受喷嘴流量 、喷射高度和水压的影 响 .喷嘴冷态实验表明:流量大时 ,喷淋水重叠度偏 大有利于水量的均匀分布 ;而在一定的喷淋条件下 , 喷射高度降低或水压增大的同时 ,适当增加喷嘴间 喷淋水重叠度有利于水量的均匀分布 . (2)分析了板坯凝固过程中其宽度方向上温度 的变化 ,矫直区板坯宽度方向上温度分布不均匀和 角部温度过低是含铌钢产生角部横裂等缺陷的主要 原因, 并将仿真结果与实验数据进行对比分析 ,最大 相对误差为 1.4%,验证了模拟计算结果是合理的 . (3)现行的喷嘴布置不能满足铸坯的良好冷 却 ,提出了优化喷嘴布置的方案 2, 矫直区喷嘴型号 保持 HPZ3.0-- 110B30 不 变 , 喷 嘴 间 距 增 大 为 480mm,高度降为 270mm.使板坯宽度方向上水量 分布均匀的同时 ,将矫直区的水量在现行的基础上 减小了 3.05%, 有利于提高铸坯的矫直温度 ,促进 铸坯质量的改善 . (4)优化后仿真结果显示, 角部温度提高约 30 ℃,宽面中心和宽面 1/4 处的温差也由现行的 62 ℃降至为优化后的 5 ℃, 板坯宽面方向温度分布 优于原有喷嘴布置的情况 .实践表明 ,以方案 2进 行优化后,铸坯的质量得到了较明显的提高. 参 考 文 献 [ 1] JinX, ChenDF, WangQX, etal.Testingofsecondarycooling characteristicsforslabcontinuouscastinganditsapplication.Chin JProcessEng, 2008, 8(Suppl1):161 (靳星, 陈登福, 王青峡, 等.板坯连铸二冷喷嘴性能实验及 应用.过程工程学报, 2008, 8(增刊 1):161) [ 2] ShamsiMRRI, AJMANISK.Threedimensionalturbulentfluid flowandheattransfermathematicalmodelfortheanalysisofacon￾tinuousslabcaster.ISIJInt, 2007, 47(3):433 [ 3] GaoFX, WangCS, XuK, etal.Intelligentcontrolmodelofsec￾ondarycoolingincontinuousslabcasting.JUnivSciTechnolBei￾jing, 2009, 31(10):1322 (高凤翔, 王长松, 徐科, 等.板坯连铸二次冷却智能控制模 型.北京科技大学学报, 2009, 31(10):1322) [ 4] ZhaoLP, WangBF, MaYL, etal.Studyonoptimizationof temperaturefieldandwaterdistributionatthesecondarycooling zoneincontinuouscastingslabofstainlesssteel.Steelmaking, 2003, 19(2):41 (赵莉萍, 王宝峰, 麻永林, 等.不锈钢板坯连铸温度场及二 冷配水优化的研究.炼钢, 2003, 19(2):41) [ 5] HaJS, ChoJR, LeeBY, etal.Numericalanalysisofsecondary coolingandbulginginthecontinuouscastingofslabs.JMater ProcessTechnol, 2001, 113:257 [ 6] CaiKK.ContinuousCastingMoulds.Beijing:MetallurgicalIn￾dustryPress, 2008 (蔡开科.连铸结晶器.北京:冶金工业出版社, 2008) [ 7] QingJS.StudyonOptimizationofSecondaryCoolingSystemfor MediumThicknessSlabCCMatHanSteel[ Dissertation] .Beijing: UniversityofScienceandTechnologyBeijing, 2008:42 (卿家胜.邯钢板坯连铸二次冷却系统优化[ 学位论文 ] .北 京:北京科技大学, 2008:42) [ 8] ZhangFQ, WangXH.Simulationofunevencoolingalongthe widthofcontinuouslycastslabinsecondarycoolingzone.Iron Steel, 2006, 41(9):30 (张富强, 王新华.连铸板坯二冷区板坯宽度方向不均匀冷却 的研究.钢铁, 2006, 41(9):30) [ 9] QiYF, WenGH, TangP, etal.Influenceofsecondarycooling shapeandlayoutonqualityofconcastingslab.SpecSteel, 2004, 25(6):55 (齐彦峰, 文光华, 唐萍, 等.二冷喷嘴类型和布置对板坯质 量的影响.特殊钢, 2004, 25(6):55) [ 10] ThomasBG.Modelingofthecontinuouscastingofsteel:past, present, andfuture.MetallMaterTransB, 2002, 33:798 · 1069·

。1070 北京科技大学学报 第32卷 11]WangXH Chang B Li JJ et al Ductilit kss andNb(CN) cPitation durng the hgh tempemture depmation of HSIA Prec pitation in Nb oon ta ining steel in the temperature range fron stee ls Met ll Trans A 1979 10 835 70001000℃.AcMeⅡS0199733(5.485 13 Pascon E Habraken A M Finite elment study of the effect of 任新华，昌波李景捷，等.700-1000℃间含N钢铸坯的 some bcalde fec ts on he risk of transverse crackng in continuous 延塑性降低与Nb(C)析出.金属学报。199733(5,485) casting of steel shbs Comput Methals Appl Mech Eng 2007 12]pnas J Weiss hemction be ween recsmlliation and pre 1962285 (上接第1044页) WangK F Liu JM Ren Z F Multifemoicit the caupling be mal sonthesis of BiF povder JWuhan Univ Techno]Ma ter Sci ween magnetic and poarizatin orders Adv Phys 2009 58(4): Ed200823(4片507 321 [8 HioshiN Jun M SoichiQ Femce kctric ekectrical ad ma L习Ft沤M Revival of them图nepelectric effect JPhys D200s netic propenies of Cr Mp Co Ni Cu added popycrystalline 38R123 BFeQ fims APpl Phys lett 2008 93 artic le No 052901 [4 Wang J Nea rn JB ZhengH et al EPitxialB FeQ multifern 【9 XuQY ZaiH E WuD etal Them®meti popenies of Bi i thin fim he terostrucures Science 2003 299 1719 (Fes Coos)O ceraic APPI Phys Lett 209 95 article [5 SeshadriR HillNA Visualizng he ole ofBi6 s kng pairs in N9112510 the off center disoonion in ferxmagetic BMn.Chem Mater [10 Lu HX MaoX Y Wangw et a]Structural and multiferoic 2001132892 Poperties of BF6 CoO cera ics//Prgress n Electro 6 MasakiA Seiji N Naocki H et a]Rhontohedral etngonal neticsReearch Symposium Cabridge 2008 1093 phase boundary wi讪hth curie tempemtre(1一为BCO一 [1l]KubelE Schmil H Stuctre of a ferroe lectric and eroelastic BFeQ solil soktion J J ApI Ph 2008 47(9):7579 monodomain crystl of the perovsk ite BF Acn Cosalbgr 【刀MoHY ZhangQ Tan GQ etal Caprecipimtiony hydroter SetB199046(6片698

北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 [ 11] WangXH, ChangB, LiJJ, etal.DuctilitylossandNb(C, N) precipitationinNb-containingsteelinthetemperaturerangefrom 700 to1 000℃.ActaMetallSin, 1997, 33(5):485 (王新华, 昌波, 李景捷, 等.700 ～ 1000℃间含 Nb钢铸坯的 延塑性降低与 Nb(C, N)析出.金属学报, 1997, 33(5):485) [ 12] JonasJ, WeissI.Interactionbetweenre-crystallizationandpre￾cipitationduringthehightemperaturedeformationofHSLA steels.MetallTransA, 1979, 10:835 [ 13] PasconF, HabrakenAM.Finiteelementstudyoftheeffectof somelocaldefectsontheriskoftransversecrackingincontinuous castingofsteelslabs.ComputMethodsApplMechEng, 2007, 196:2285 (上接第 1044页) [ 2] WangKF, LiuJM, RenZF.Multiferroicity:thecouplingbe￾tweenmagneticandpolarizationorders.AdvPhys, 2009, 58(4): 321 [ 3] FiebigM.Revivalofthemagnetoelectriceffect.JPhysD, 2005, 38:R123 [ 4] WangJ, NeatonJB, ZhengH, etal.EpitaxialBiFeO3 multiferro￾icthinfilmheterostructures.Science, 2003, 299:1719 [ 5] SeshadriR, HillNA.VisualizingtheroleofBi6s“longpairs” in theoff-centerdistortioninferromagneticBiMnO3.ChemMater, 2001, 13:2892 [ 6] MasakiA, SeijiN, NaoakiH, etal.Rhombohedral-tetragonal phaseboundarywithhighcurietemperaturein(1 -x)BiCoO3 - xBiFeO3 solidsolution.JpnJApplPhys, 2008, 47(9):7579 [ 7] MiaoHY, ZhangQ, TanGQ, etal.Co-precipitation/hydrother￾malsynthesisofBiFeO3 powder.JWuhanUnivTechnolMaterSci Ed, 2008, 23(4):507 [ 8] HiroshiN, JunM, SoichiroO.Ferroelectric, electricalandmag￾neticpropertiesofCr, Mn, Co, Ni, Cuaddedpolycrystalline BiFeO3 films.ApplPhysLett, 2008, 93:articleNo.052901 [ 9] XuQY, ZaiHF, WuD, etal.ThemagneticpropertiesofBi (Fe0.95Co0.05 )O3 ceramics.ApplPhysLett, 2009, 95:article No.112510 [ 10] LuHX, MaoXY, WangW, etal.Structuralandmultiferroic propertiesofBiFe0.5 Co0.5 O3 ceramics∥ProgressinElectromag￾neticsResearchSymposium.Cambridge, 2008:1093 [ 11] KubelF, SchmidH.Structureofaferroelectricandferroelastic monodomaincrystaloftheperovskiteBiFeO3.ActaCrystallogr SectB, 1990, 46(6):698 · 1070·