李海強，趙雷，徐曉林，王福星，李勝利

（1.鞍鋼鑄鋼有限公司，遼寧 鞍山 114021；2.遼寧科技大學材料與冶金學院，遼寧 鞍山 114051）

連鑄坯中心疏松縮孔對鑄坯及最終產品的性能有重要的影響，疏松縮孔會降低鋼的抗疲勞強度和抗拉強度[1-3]，避免發(fā)生在凝固過程中的枝晶“搭橋”，能有效減輕疏松縮孔的程度[4-5]。 基于此，國內外冶金工作者做了大量深入細致的研究，P.Sivesson[6]認為，在鑄坯中心部位固相率 fs=0.2 以下區(qū)域，鋼液無法對鑄坯中心產生的體積收縮進行有效補充幾率增大而產生縮孔。G.T.Jeon等[7]分析了A356合金在鑄造過程中的縮孔體積與鋼液溫度、模具溫度和Sr含量的函數關系。在國內的研究中，顏慧成等[8]對連鑄凝固過程進行傳熱分析，結果表明，拉速對凝固液芯長度的影響遠大于過熱度。陳亞楠等[9]針對連鑄小方坯的中心疏松等質量缺陷建立了凝固傳熱數學模型，研究二冷強度對連鑄小方坯凝固過程的影響規(guī)律，優(yōu)化了二冷制度。但就國內外研究情況來看，針對鑄坯表面溫度和中心溫度對其中心疏松縮孔的研究相對較少，并且這些研究中均未找出連鑄過程中各工藝參數對鑄坯表面溫度和中心溫度進而對疏松縮孔的影響規(guī)律，以及如何調整各工藝參數來確定最佳的連鑄工藝。因此，本文以160 mm×220 mm矩形坯為研究對象，建立連鑄數學模型，研究拉速、過熱度、二冷區(qū)給水量對連鑄坯表面溫度和中心溫度的影響規(guī)律，據此優(yōu)化連鑄生產工藝參數，降低鑄坯疏松縮孔，指導現場生產實踐。

1 數學模型的建立

1.1 幾何模型建立與網格劃分

采用切片法對連鑄過程進行模擬，通過SolidWorks軟件建立三維幾何模型。為得到準確的計算結果并保證計算速度，網格元素尺寸設置為5 mm，總網格數超過442 714個，能夠滿足計算要求。數值模擬幾何模型、網格結構三視圖見圖1。

圖1 數值模擬幾何模型、網格結構三視圖Fig.1 Orthographic Views for Geometric Model of Numerical Simulation and Lattice Construction

1.2 材料的物性參數

材料的熱物理特性隨時間的改變而改變，因此數值模擬過程中需要掌握材料在具體時刻的具體物性來定義邊界條件。表1為25MnSiV鋼化學成分。

表1 25MnSiV鋼化學成分（質量分數）Tab1e 1 Chemical Compositions in 25MnSiV Steel（Mass Fraction） %

液相線[10]和固相線溫度計算公式[11]如下：

根據上式計算，得到25MnSiV的液相線溫度為1 515℃，固相線溫度為1 457℃。

1.3 初始條件和邊界條件

鋼水進入結晶器的時刻作為初始時刻，溫度初始條件為澆注溫度。數學模型建立的前提條件如下：

（1）用切片法進行模擬，假定鑄坯任一橫截面的上下部分絕熱，即忽略拉坯方向的傳熱，模型簡化為二維非穩(wěn)態(tài)傳熱；

（2）鋼液考慮為牛頓粘性不可壓縮流體，凝固過程體積不變；

（3）鋼種液相線和固相線不變；

（4）鑄坯的物性參數視為各向同性。

由此，建立二維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型[12]如下：

式中，ρ為密度，kg/m3；cp為比熱，J/（kg·K-1）；t為鋼水在結晶器內的停留時間，s；λ為導熱系數，W/（m·K-1）；L 為熔化潛熱，J/kg； fs為固相率。

結晶器內的傳熱可以用第二類邊界條件來描述，結晶器內瞬時熱流密度[13]為：

式中，q為結晶器內某一位置處鋼液的瞬時熱流密度，MW/m2；N為常數，由實際測定的結晶器熱平衡與結晶器平均熱流密度計算得出。結晶器瞬時熱流密度與結晶器內平均熱流密度的關系表達如下[14]：

式中，ρw為冷卻水密度，kg/m3；cw為冷卻水比熱容，J/（kg·K-1）；W 為冷卻水量，m3/s；T1為結晶器出水溫度，K；T2為結晶器進水溫度，K；S為結晶器與鋼液的有效接觸面積，m2。

二冷區(qū)傳熱通常采用第三類邊界條件描述，足輥區(qū)換熱系數[16]可以表示為：

式中，h 表示足輥區(qū)換熱系數，W/（m2·K-1）；Qw表示二冷區(qū)冷卻水流量，kg/s；Tw表示二冷區(qū)冷卻水溫度，K。其他二冷區(qū)換熱系數可用下式[17]表示：

空冷區(qū)部分邊界條件用輻射換熱和對流換熱描述，其熱流密度可以表示為：

式中，σ 為玻爾茲曼常數，通常取5.669×10-8W/（m·2K4）；ε為鑄坯表面平均黑度，通常取0.8；Ts表示坯殼表層溫度，℃；Te表示環(huán)境溫度，℃；ha表示空氣自然對流換熱系數，通常為 5～25 W/（m2·K）。

1.4 數學模型的驗證

對現場鑄坯測溫來驗證本文模型的準確性。連鑄工藝參數為：拉速1.11 m/min、澆鑄溫度1 530℃、結晶器水流量159.7 m3/h、結晶器水溫差7.5℃、二冷足輥水流量3.4 m3/h、二冷一段水流量2.6 m3/h、二冷二段水流量1.9 m3/h、二冷三段水流量0.5 m3/h、二冷水總管溫度27.3℃，測溫位置分別在矯正軌之前和火焰切割前鑄坯側表面。實際測溫與模擬溫度對比見圖2。每個點測溫兩次取平均值，測溫點1測得溫度值926℃，模擬結果測溫點1溫度值950℃，相對誤差為2.59%；測溫點2測得溫度值781℃，模擬結果測溫點2溫度值為783℃，相對誤差為0.25%。兩個點實際值與模擬值相對誤差均小于5%，可以認為該模型能很好地反映實際連鑄過程。

圖2 實際測溫與模擬溫度的對比Fig.2 Comparison of Measured Temperature and Simulated Temperature

2 連鑄坯凝固傳熱模擬結果分析

研究模擬拉速、過熱度及二冷區(qū)給水量占比對鑄坯溫度的影響，結晶器及二冷區(qū)水流量具體參數設置見表2。

表2 結晶器及二冷區(qū)水流量具體參數設置Table 2 Special Parameters for Mould and Quantity of Water Supply in Secondary Cooling Zone

2.1 拉速對鑄坯溫度的影響

模擬拉速分別為1.0、1.2、1.4和1.6 m/min，過熱度20℃（澆注溫度1 535℃），二冷區(qū)最大給水量情況下，研究鑄坯表面和中心溫度變化規(guī)律，進而根據溫度對鑄坯疏松縮孔的影響機理確定最優(yōu)拉速。圖3為不同拉速下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布。

圖3 不同拉速下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布Fig.3 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Casting Speeds

從圖3中可以看出，拉速分別為1.0、1.2、1.4及1.6 m/min時，凝固末端鑄坯橫截面中心區(qū)域溫度范圍分別為 933.3～986.7 ℃、986.7～1 040.0 ℃、1 040.0～1 093.3℃及1 093.3～1 146.7℃。隨著拉速的提高，凝固末端鑄坯橫截面中心溫度逐漸增大，可以推斷出鑄坯液芯的長度逐漸增大，不利于鋼液的補縮，因此可判斷出鑄坯疏松縮孔會逐漸增大。

圖4為不同拉速下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離的變化情況。

圖4 不同拉速下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.4 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Distance Changing from Meniscus under Different Casting Speeds

從圖4（a）可以看出，由于結晶器內冷卻強度較大，鑄坯表面溫度迅速下降到1 200℃以下，拉速越小，鑄坯出結晶器的溫度越低。拉速1.0 m/min時，鑄坯表面在出結晶器時溫度大約為1 050℃；拉速1.6 m/min時，大約為1 200℃，可見在結晶器內不同拉速對于鑄坯表面溫度的影響較大。

鑄坯出結晶器后，由于冷卻強度突然降低，導致鑄坯表面溫度出現了巨大的回升，過大的回溫會導致凝固前沿拉應力的產生進而產生內部裂紋。從圖4（a）看出，鑄坯最大回溫點出現在距彎月面距離2.5 m處，即二冷一段末端。拉速分別為1.0、1.2、1.4和1.6 m/min時，鑄坯表面回溫分別為325、275、240和201℃。因此可以推斷，拉速越低，鑄坯在出結晶器時回溫現象越明顯。二冷一段末端之后鑄坯表面溫度逐步下降，沒有出現回溫現象，且拉速對于鑄坯表面溫度的變化影響不大。從圖4（b）可以看出，由于鑄坯中心鋼液潛熱的釋放，中心溫度在很長一段時間保持不變。隨著拉速的提高，鑄坯中心溫度下降的位置有所延后，拉速為1.0 m/min時，鑄坯中心溫度在距彎月面距離10 m處之后明顯下降；拉速為1.6 m/min時，在距離15 m處之后明顯下降。另外可以明顯看出，在凝固末端拉速越大，鑄坯中心位置溫度越高，拉速1.6 m/min比拉速1.0 m/min凝固末端鑄坯中心溫度高100℃左右，這與前面凝固末端溫度場的分布情況吻合，溫度高，液芯長度大，不利于補縮的進行。

2.2 過熱度對鑄坯溫度的影響

模擬過熱度分別為 20、30、40和 50℃（澆注溫度分別為 1 535、1 545、1 555、1 565 ℃）， 拉速為1.0 m/min，二冷區(qū)給水量為最大給水量情況下研究鑄坯表面溫度和中心溫度變化規(guī)律，進而確定最佳過熱度。圖5為不同過熱度下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布。從圖5中可以看出，過熱度在20～40℃之間變化時，鑄坯中心溫度位于同一溫度梯度，即666.7～720.0℃。過熱度從40℃增加到50℃過程中，鑄坯中心溫度升高一個溫度梯度，大約60℃左右，這顯著拉長了鑄坯液芯長度，導致補縮困難，產生縮孔，這可以很好的說明疏松縮孔的產生與鋼水的溫度分布密切相關。

圖5 不同過熱度下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布Fig.5 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Degrees of Superheat

圖6為不同過熱度下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況。從圖6（a）看出，過熱度在20～50℃變化過程中，鑄坯表面溫度隨距彎月面距離變化趨勢一致，且過熱度對于連鑄過程中鑄坯表面溫度影響不大。鑄坯出結晶器時，由于結晶器的強冷作用，鑄坯表面溫度迅速降低到1 250℃，不隨過熱度的變化而改變。鑄坯出結晶器后進入二冷區(qū)迅速發(fā)生回溫現象，之后隨著連鑄過程的進行，鑄坯表面溫度以相同趨勢逐漸下降，整個過程中，相鄰過熱度鑄坯表面溫度始終相差20℃左右。由圖6（b）看出，鑄坯中心溫度下降的位置都出現在距彎月面距離大約12 m處，不因過熱度的不同而發(fā)生改變。在整個連鑄過程中，過熱度對于鑄坯中心溫度的變化影響不大，鑄坯中心溫度基本相同。

圖6 不同過熱度下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.6 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Variable Distance of Meniscus under Different Degree of Superheat

2.3 二冷給水量對鑄坯溫度的影響

模擬二冷區(qū)給水量為最大給水量的40%、60%、80%和最大給水量，拉速為1.0 m/min，過熱度為20℃，研究鑄坯表面溫度和中心溫度變化規(guī)律，進而確定最佳給水量。不同二冷區(qū)給水量下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布見圖7所示。

圖7 不同二冷區(qū)給水量下凝固末端鑄坯橫截面溫度場分布Fig.7 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Water Supply Flow in Secondary Cooling Zone

從圖7看出，隨著二冷給水量不斷增加，鑄坯凝固末端中心溫度呈下降趨勢，二冷區(qū)給水量為最大給水量的40%、60%、80%及最大給水量時，凝固末端鑄坯中心溫度分別介于932.7～981.3℃、884.0～932.7℃、738.0～786.7℃及 689.3～738.0℃。 二冷區(qū)給水量每提高20%，凝固末端鑄坯中心溫度下降約50℃，可見二冷區(qū)冷卻強度對鑄坯溫度變化影響較大，而中心溫度越高，鑄坯液芯越長，不利于鋼水補縮。另外，二冷區(qū)給水量對鑄坯表面溫度和角部溫度影響較大，二冷區(qū)給水量從40%增加到60%過程中，鑄坯角部溫度下降48℃；60%增加到80%和80%增加到最大給水量過程中，鑄坯角部溫度均下降146℃。

圖8為不同二冷區(qū)給水量下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況。

圖8 不同二冷區(qū)給水量下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.8 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Distance Changing from Meniscus under Different Water Supply Flow in Secondary Cooling Zone

從圖8（a）可以看出，鑄坯表面溫度在出結晶器后都存在一個明顯的回溫趨勢，這一趨勢隨著二冷區(qū)給水量的減少而增大。鑄坯在出結晶器時表面溫度降為1 050℃，當二冷區(qū)給水量為最大給水量時，鑄坯表面最大回溫溫度為1 360℃，回溫310℃；當二冷區(qū)給水量為80%、60%和40%時，鑄坯表面最大回溫溫度分別為1 410、1 450、1 490℃，回溫分別為370、410、450℃。 可見二冷區(qū)冷卻強度對于鑄坯表面溫度影響較大，過大的回溫現象會導致鑄坯鼓肚以及在凝固前沿產生較大拉應力，這會促進疏松縮孔的生長。從圖8（b）中可以看出，隨著二冷區(qū)給水量的減少，鑄坯中心溫度下降臨界點明顯后移。當二冷區(qū)給水量分別為最大給水量、80%、60%、40%時，鑄坯中心溫度明顯下降位置分別為距彎月面10.12、11.62、13.28、16.62 m處，鑄坯中心溫度下降臨界點分別后移1.50、1.66、3.34 m。另外還可以看出，隨著二冷區(qū)給水量的增大，凝固末端鑄坯溫度明顯增大，40%的二冷區(qū)給水量比最大給水量的鑄坯中心溫度高160℃左右。而凝固末端鑄坯的中心溫度高，說明鑄坯凝固時的液芯長度較長，不利于鋼液補縮。

基于上述研究認為，凝固末端鑄坯橫截面中心溫度高將導致液芯的長度增大，使補縮困難，從而產生縮孔，另外，鑄坯表面溫度的回升過于嚴重也將導致凝固前沿拉應力的產生進而產生內部裂紋。綜合考慮，拉速為1.0 m/min，過熱度為20℃，二冷區(qū)給水量為最大給水量時，對25MnSiV矩形連鑄坯溫度影響最小，有利于降低鑄坯中心疏松縮孔比例。

3 結論

采用數值模擬的方法研究了拉速、過熱度和二冷區(qū)給水量對25MnSiV矩形連鑄坯表面溫度和中心溫度的影響，得出結論如下：

（1）拉速從1.0 m/min增大到1.6 m/min時，凝固末端鑄坯橫截面中心溫度增加，而鑄坯表面回溫逐漸降低；過熱度在20～50℃之間變化時，鑄坯中心溫度升高約60℃，而對鑄坯表面溫度影響不大；二冷給水量每提高20%，凝固末端鑄坯中心溫度下降約50℃，另外，鑄坯表面回溫隨二冷區(qū)給水量增加而增加。

（2）拉速為1.0 m/min，過熱度為20℃，二冷區(qū)給水量為最大給水量時，對25MnSiV矩形連鑄坯的溫度影響最小，有利于降低鑄坯中心疏松縮孔比例。