高碳耐磨球鋼大方坯連鑄過程凝固定律及在輕壓下過程中的應(yīng)用

安航航，包燕平，王敏，趙立華

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高碳耐磨球鋼大方坯連鑄過程凝固定律及在輕壓下過程中的應(yīng)用

安航航1, 2，包燕平1，王敏1，趙立華2

(1. 北京科技大學(xué) 鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點(diǎn)試驗室，北京，100083；2. 北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京，100083)

基于ANSYS軟件建立310 mm×360 mm(長×寬)斷面大方坯連鑄過程二維凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，通過窄面射釘試驗及鑄坯表面測溫對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗證，模擬不同碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)高碳耐磨球鋼大方坯寬面和窄面凝固坯殼的生長規(guī)律，將計算結(jié)果應(yīng)用于輕壓下過程中并進(jìn)行現(xiàn)場試驗。研究結(jié)果表明：模型能精確地獲得不同工況下任意位置鑄坯凝固坯殼的厚度分布、凝固終點(diǎn)位置及中心固相率。不同碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的高碳耐磨球鋼具有相同的凝固規(guī)律：結(jié)晶器彎月面至二冷區(qū)出口，鑄坯柱狀晶區(qū)的凝固坯殼厚度與凝固時間的平方根呈線性關(guān)系，符合平方根定律，平方根定律的修正項與過熱度有關(guān)；二冷區(qū)出口至凝固終點(diǎn)，相應(yīng)鑄坯等軸晶區(qū)凝固坯殼厚度與凝固時間的平方根呈非線性關(guān)系；根據(jù)凝固傳熱模型計算的高碳耐磨球鋼BU鑄坯中心固相率分布，結(jié)合輕壓下合適的壓下區(qū)間要求，拉速從0.43 m/min增加到0.52 m/min，輕壓下可壓區(qū)間增加，鑄坯的中心碳偏析明顯減少。

大方坯；凝固傳熱；數(shù)學(xué)模型；高碳耐磨球鋼

在連鑄生產(chǎn)過程中，大方坯高碳合金鋼由于其具有高碳高合金的特性，其兩相區(qū)寬且凝固時間長，鑄坯易形成嚴(yán)重的中心疏松、中心縮孔和偏析缺陷。研究發(fā)現(xiàn)，鑄坯中心偏析是影響鋼材機(jī)械性能和使用性能的主要原因之一，如硬線鋼的拉拔斷裂以及軸承鋼疲勞壽命下降[1?3]，而大量實踐證明，對于大方坯生產(chǎn)高碳鋼，凝固末端電磁攪拌和輕壓下技術(shù)可明顯改善鑄坯中心疏松、降低中心線偏析和V型偏析，而凝固終點(diǎn)位置的準(zhǔn)確判斷對凝固末端電磁攪拌的安裝位置和工藝及輕壓下制度的制定和實施有極為重要的意義，凝固終點(diǎn)位置是凝固末端電磁攪拌(F?EMS)和輕壓下(MSR)實施的先決條件[4]，目前，凝固終點(diǎn)位置主要是通過建立凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，并根據(jù)射釘試驗與測溫試驗對模型進(jìn)行校核來精確預(yù)測。越來越多的大方坯連鑄機(jī)同時配備凝固末端電磁攪拌技術(shù)和輕壓下技術(shù)裝備，掌握高碳鋼大方坯凝固的影響規(guī)律，對最大程度發(fā)揮F?EMS和MSR的作用來控制高碳鋼中心偏析有重要意義。研究人員針對大方坯高碳鋼凝固規(guī)律研究得較多[5?7]，但專門針對同時配備F?EMS和MSR生產(chǎn)不同碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的高碳鋼的研究較少[8]。熱軋耐磨鋼球具有硬度高、沖擊韌性良好、成本低以及生產(chǎn)能耗低的優(yōu)點(diǎn)。由于碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)高且合金質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，在凝固過程中，固液兩相區(qū)長，且凝固時間長，易形成較嚴(yán)重的中心縮孔和中心偏析(中心線偏析和V型偏析)，而針對高碳耐磨球用鋼的研究較少。鑒于此，本文作者以同時裝備F?EMS和MSR技術(shù)裝備的斷面長×寬為310 mm×360 mm的大方坯連鑄機(jī)為研究對象，以高碳低合金耐磨球用鋼BU，B6和B3為試驗鋼種，基于射釘試驗以及測溫試驗驗證大方坯二維非穩(wěn)態(tài)凝固傳熱模型，得到任意工況下不同位置鑄坯凝固坯殼厚度以及凝固終點(diǎn)位置，回歸得寬面和窄面凝固坯殼厚度與凝固時間的數(shù)學(xué)關(guān)系，并根據(jù)凝固傳熱模型計算的高碳耐磨球鋼BU鑄坯中心固相率分布，通過調(diào)整拉速，重點(diǎn)研究輕壓下過程中壓下區(qū)間對高碳耐磨球鋼中心碳偏析的影響。

1 大方坯凝固傳熱模型

大方坯二維非穩(wěn)態(tài)凝固傳熱模型基于傳熱學(xué)原理，采用有限元法，利用ANSYS進(jìn)行計算。

1.1 模型建立

研究的某廠大方坯連鑄機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如下：斷面長×寬分別為310 mm×360 mm和220 mm× 260 mm，弧形半徑為12 m，冶金長度為26.2 m，結(jié)晶器有效長度為0.7 m，二冷各區(qū)長度(一區(qū)、二區(qū)、三區(qū)和四區(qū))分別為0.35，1.17，1.77和4.04 m。以斷面長×寬為310 mm×360 mm的大方坯為原型建立數(shù)學(xué)模型，基于大方坯在凝固過程的對稱性，取其1/4斷面為研究對象，以寬度方向為軸，厚度方向為軸，拉坯方向為軸，建立鑄坯微元體。大方坯的凝固傳熱方程[6]為

建立二維數(shù)學(xué)模型時，在不影響計算結(jié)果的前提下，為簡化方程及其邊界條件，進(jìn)行如下合理假設(shè)：

1) 忽略鑄坯拉坯方向傳熱；

2) 對于液相穴內(nèi)鋼液對流，假設(shè)鋼在液相區(qū)的導(dǎo)熱系數(shù)大于固相區(qū)的導(dǎo)熱系數(shù)，且隨溫度變化；

3) 各相的密度視為常數(shù)；

4) 忽略結(jié)晶器內(nèi)與中間包內(nèi)鋼水的溫度差，結(jié)晶器彎月面鋼水溫度與澆鑄溫度相同；

5) 結(jié)晶器內(nèi)及二冷各區(qū)均勻冷卻；

6) 將二冷區(qū)輥?zhàn)觽鳠崤c鑄坯在二冷區(qū)輻射傳熱修正系數(shù)加入對流換熱系數(shù)；

7) 大方坯內(nèi)外弧傳熱量相同。

1.2 熱物性參數(shù)的選擇及處理

鋼的固、液相線均采用JMat Pro軟件計算，文中涉及的耐磨球用鋼BU，B6和B3的典型成分及固、液相線溫度如表1所示。

鋼的密度在鑄坯冷卻過程中各相密度隨溫度變化，本模型中選擇各鋼固相區(qū)密度為7.4 t/m3，液相區(qū)密度為7.0 t/m3，兩相區(qū)密度為7.2 t/m3。

本模型中凝固潛熱采用等效比熱容法進(jìn)行處理，即以放大比熱容的形式來減緩該區(qū)間內(nèi)溫度的變化速率，實現(xiàn)潛熱釋放的等效過程。經(jīng)處理后兩相區(qū)等效比熱容eff的計算公式[9]為

固相率s采用下式[9]計算：

固相導(dǎo)熱系數(shù)采用下式[9]計算：

式中：和為常數(shù)。

液相區(qū)的等效導(dǎo)熱系數(shù)計算公式[9]為

式中：為常數(shù)，一般為1~4。

兩相區(qū)的導(dǎo)熱系數(shù)[10]計算公式為

式中：eff為兩相區(qū)等效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

1.3 初始條件

當(dāng)=0時，結(jié)晶器的鋼水溫度等于澆鑄溫度，即

1.4 邊界條件

1) 鑄坯中心。鑄坯中心線兩邊為對稱傳熱，中心點(diǎn)的邊界條件可視為絕熱邊界，即

2) 固液界面。固液界面的表達(dá)式為

3) 鑄坯表面。結(jié)晶器的表達(dá)式為

式中：s為鑄坯表面熱流密度，kW/m2；m為結(jié)晶器瞬時熱流密度，kW/m2。

鑄坯在結(jié)晶器內(nèi)，采用平均熱流計算：

表1 各鋼種的典型成分及固、液相線溫度

式中：為二冷段鑄坯表面熱流密度，W/m2；為所求瞬時熱流位置距彎月面的距離，m；為拉速，m/min；m為結(jié)晶器的有效長度，m。

二冷區(qū)采用對流換熱系數(shù)公式[9]計算

二冷各區(qū)換熱系數(shù)公式如下。

足輥區(qū)：

二冷段：

空冷區(qū)：

1.5 模型求解

連鑄坯的凝固過程是非穩(wěn)態(tài)傳熱過程，采用解析法求解非常困難，只能采用數(shù)值解，模型采用有限元法求其數(shù)值解。有限元法將連續(xù)的求解域離散為1組單元的組合體，用在每個單元內(nèi)假設(shè)的近似函數(shù)來分片表示求解域上待求的未知場函數(shù)，近似函數(shù)通常由未知場函數(shù)及其導(dǎo)數(shù)在單元各節(jié)點(diǎn)的數(shù)值插值函數(shù)來表達(dá)，從而使連續(xù)的無限自由度問題變成離散的有限自由度問題，而數(shù)值計算法的實質(zhì)是將一連續(xù)體離散化，用系列代數(shù)方程式代替偏微分方程式，計算得到溫度場的近似解，本模型采用有限差分法對研究對象1/4 斷面進(jìn)行求解。

1.6 計算結(jié)果分析

圖1所示為模型計算得到的BU鋼在拉速為 0.48 m/min、過熱度為27 ℃、比水量為0.18 L/kg時鑄坯凝固過程的溫度分布。圖2所示為距結(jié)晶器彎月面3 m處鑄坯橫截面的溫度云圖，圖3所示為鑄坯寬面以及窄面的固相率分布。

由圖1~3可以看出：模型能夠精確反映任意位置鑄坯的凝固情況，從而得任意位置整個橫截面的凝固坯殼厚度分布。而鑄坯窄面和寬面的凝固速率是不同的，窄面凝固較快，寬面凝固較慢，但最終的凝固終點(diǎn)相同。窄面方向的平均凝固速率約為7.31 mm/min，寬面方向的平均凝固速率約為6.62 mm/min。

1—鑄坯寬面表面溫度；2—鑄坯坯殼厚度。

圖2 距結(jié)晶器彎月面3 m橫截面的溫度云圖

2 模型驗證

采用射釘試驗以及測溫試驗對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗證。

射釘試驗是將裝有示蹤劑的低熔點(diǎn)硫化物(FeS)的鋼釘(60Si2Mn)在連鑄機(jī)不同位置處通過特制的射釘槍射入鑄坯。待鑄坯冷卻后，切取含有射釘?shù)脑嚇樱瑢υ嚇舆M(jìn)行刨光和打磨加工后顯現(xiàn)出射釘?shù)妮喞?。由于硫化物熔點(diǎn)低，根據(jù)硫元素在固相區(qū)、兩相區(qū)以及液相區(qū)擴(kuò)散速率的不同，通過觀察釘子的熔化狀況以及硫元素的分布情況[10]，綜合采用酸洗低倍法[11]和原位法[12]精確地獲得射釘處的鑄坯的凝固坯殼厚度、兩相區(qū)以及液相區(qū)。

(a) 鑄坯寬面；(b) 鑄坯窄面

本次射釘試驗選擇為鋼種為高碳耐磨球用鋼BU，B6和B3，斷面長×寬為310 mm×360 mm，射釘實際方案如表2所示。

以鋼種BU、拉速為0.43 m/min、射釘位置距彎月面8.6 m獲得的低倍以及原位分析結(jié)果為例，圖4和圖5所示分別為低倍法確定凝固坯殼厚度和原位法確定凝固坯殼厚度的結(jié)果。從圖4和圖5可知：固相區(qū)內(nèi)釘子中的硫沒有擴(kuò)散到鑄坯中，釘子保持原有的形狀；在兩相區(qū)內(nèi)，釘子與鑄坯之間界限模糊，因該區(qū)有液相存在，低熔點(diǎn)的硫局部擴(kuò)散到鑄坯中；在液相區(qū)內(nèi)，釘子完全熔化，低熔點(diǎn)硫完全擴(kuò)散到鑄坯中。

在進(jìn)行射釘試驗的同時，分別在距彎月面8.6 m和13.5 m處利用紅外測溫儀測量鑄坯寬面內(nèi)弧表面中心處溫度。測溫過程中避開表面氧化渣處，待儀表顯示溫度穩(wěn)定后，多次測溫，取平均值。表2所示為射釘過程數(shù)值模擬計算的結(jié)果與實際測量結(jié)果的比較。從表2可知：本研究利用現(xiàn)場生產(chǎn)的參數(shù)，通過大方坯凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，計算得到鑄坯寬窄面中心的凝固坯殼厚度以及鑄坯寬面的表面溫度，并與射釘試驗測得的實際窄面坯殼厚度以及實際測量的鑄坯寬面的表面溫度進(jìn)行比較，使數(shù)學(xué)模型得到很好的驗證，證明該模型能夠合理反映任意位置處橫截面的凝固坯殼厚度的分布情況，從而精確預(yù)測凝固終點(diǎn)的位置。

圖4 低倍法確定凝固坯殼厚度

圖5 原位法確定凝固坯殼厚度

3 高碳鋼大方坯凝固規(guī)律的探討

凝固過程中經(jīng)典的平方根公式[13]如下：

式中：為凝固坯殼厚度，mm；為綜合凝固系數(shù)，mm/min1/2；為凝固時間，min；s為射釘位置距結(jié)晶器彎月面的距離，m。

式(23)反映了一維順序凝固坯殼長大的規(guī)律，板坯(邊角部除外)與此符合很好，而大方坯為二維凝固，且在凝固末期存在加速凝固過程。

本次射釘試驗的大方坯斷面長×寬為310 mm× 360 mm，根據(jù)圖3可知，鑄坯寬面和窄面的凝固速率不同，一般大方坯射釘主要是在窄面中心處。以鋼種BU為例，拉速為0.48 m/min，按照實測的窄面的凝固坯殼厚度，通過凝固平方根定律(式(23))計算不同射釘位置處的凝固坯殼厚度以及液相穴長度，計算結(jié)果如表3所示。

由表3可知：根據(jù)距彎月面8.6 m處坯殼厚度得出的凝固系數(shù)為18.4 mm/min2，代入式(23)計算距結(jié)晶器彎月面13.5 m處的坯殼厚度為97.8 mm，小于實際測量值25%。且計算的液相穴長度超過鑄機(jī)的冶金長度30%，根據(jù)距結(jié)晶器彎月面13.5 m處的坯殼厚度得出凝固系數(shù)為28.2 mm/min2，距彎月面8.6 m處的坯殼厚度為102.9 mm，比實際測量值大32%，由此可見經(jīng)典的凝固平方根公式已不能真實地反映大方坯整個凝固過程中窄面坯殼厚度與凝固時間的關(guān)系。根據(jù)表2可知，碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)不同，拉速對液相穴長度以及影響也不同，很有必要對連鑄高碳鋼大方坯的凝固規(guī)律進(jìn)行探討。

結(jié)晶器內(nèi)坯殼生長及傳熱比較復(fù)雜，本次研究從距彎月面1 m(結(jié)晶器下口)處開始研究坯殼的生長規(guī)律。圖6所示為根據(jù)驗證的凝固傳熱數(shù)學(xué)模型得到的BU鋼寬面與窄面坯殼厚度與1/2的關(guān)系。由圖6可看出：從結(jié)晶器彎月面至凝固終點(diǎn)，BU鋼寬面和窄面中心坯殼厚度與凝固時間1/2的關(guān)系曲線非常相似，都在同一位置(即二冷區(qū)出口處，距彎月面8 m)出現(xiàn)拐點(diǎn)，并且拐點(diǎn)之前凝固曲線近似為直線，坯殼厚度與凝固時間1/2呈很好的線性關(guān)系，符合平方根定律，拐點(diǎn)之后曲線為非線性，這說明B6鋼、B3鋼與BU鋼的凝固規(guī)律類似。下面以典型鋼種BU在拉速為0.48 m/min，比水量為0.18 L/kg的情況為例討論高碳鋼在大方坯連鑄過程中的凝固規(guī)律。

表2 模型參數(shù)計算結(jié)果與實際測量結(jié)果比較

表3 基于凝固平方根公式計算的凝固坯殼厚度與液相穴長度

1—BU?窄面；2—BU?寬面。

而從二冷區(qū)出口至凝固終點(diǎn)，凝固坯殼厚度與凝固時間1/2呈非線性關(guān)系，回歸得到凝固坯殼厚度與凝固時間1/2的非線性關(guān)系式為：

圖7所示為BU鋼鑄坯窄面與寬面坯殼厚度與凝固時間1/2的關(guān)系。由圖7可看出：當(dāng)BU鋼拉速為0.48 m/min時，從結(jié)晶器彎月面下1 m到二冷出口(距結(jié)晶器彎月面8 m)，坯殼厚度與凝固時間1/2呈線性關(guān)系，寬面內(nèi)外弧坯殼厚度與凝固時間1/2呈線性關(guān)系，坯殼厚度的區(qū)間為10~60 mm，窄面左右側(cè)凝固坯殼厚度區(qū)間為17~65 mm。圖8所示為射釘試驗中的低倍試樣。從圖8可看到：寬面內(nèi)弧柱狀晶區(qū)以及柱狀晶和等軸晶的混晶區(qū)的長度約為60 mm，窄面的約為65 mm，與凝固坯殼厚度的線性區(qū)間相符。由于結(jié)晶器電磁攪拌以及末端電磁攪拌的作用，加速了傳熱，打斷了柱狀晶，并擴(kuò)大了等軸晶區(qū)，但實際混晶區(qū)可認(rèn)為是在柱狀晶的基礎(chǔ)上形成的。平方根定律是根據(jù)單方向熱傳導(dǎo)公式推導(dǎo)出的，而柱狀晶的生長方向理論上平行于熱流方向。低倍觀察表明柱狀晶沿著垂直于模壁表面的單方向生長[13]，故大方坯連鑄中內(nèi)外弧坯殼在柱狀晶區(qū)的生長符合平方根定律。這間接證明了狀晶生長過程是單方向傳熱過程。

(a) 距彎月面1~8 m處寬面坯殼厚度；(b) 距彎月面1~8 m處窄面坯殼厚度；(c) 距彎月面8~20 m處窄面坯殼厚度；(d) 距彎月面8~20 m處寬面坯殼厚度

從距彎月面8 m處至凝固終點(diǎn)，坯殼厚度與凝固時間1/2呈非線性關(guān)系，鑄坯中出現(xiàn)中心等軸晶區(qū)域，但由于等軸晶區(qū)的傳熱不能用單方向傳熱描述，因此，平方根定律不再有效。柱狀晶生長時，液相的溫度最高，而等軸晶生長時，晶體的溫度最高，熱流方向為晶體向周圍鋼液傳遞的方向，方向不唯一。

圖8 射釘試驗低倍試樣

4 模型的應(yīng)用

機(jī)械輕壓下(MSR)是在連鑄坯凝固末端附近施加機(jī)械應(yīng)力以產(chǎn)生一定的壓下量來阻礙富集偏析元素鋼液的流動，從而消除中心偏析，同時補(bǔ)償連鑄坯的凝固收縮量以消除中心疏松[14]。輕壓下技術(shù)主要的幾個關(guān)鍵工藝參數(shù)包括壓下區(qū)間、壓下量、壓下率和壓下速率，而凝固終點(diǎn)位置的精確定位以及合理的壓下位置是影響其冶金效果的前提條件。

壓下區(qū)間是指壓下量的作用區(qū)域，一般指在液相凝固終點(diǎn)與固相凝固終點(diǎn)之間，用相應(yīng)拉矯機(jī)處鑄坯的中心固相率s來表示，在0~1之間。本大方坯連鑄機(jī)采用輥式靜態(tài)輕壓下，相比于其他連鑄工藝參數(shù)，拉速對鑄坯內(nèi)凝固終點(diǎn)位置影響最大。鑒于此，在上述高碳鋼大方坯凝固傳熱模型精確定位凝固終點(diǎn)的基礎(chǔ)上，保持其他連鑄工藝參數(shù)穩(wěn)定，通過調(diào)整拉速，研究輕壓下過程中壓下區(qū)間對BU鋼中心偏析的影響。表4所示為其他的連鑄工藝參數(shù)，1~4號拉矯輥執(zhí)行輕壓下時輥縫與基準(zhǔn)輥縫的差值分別為4，5，5和3 mm。表5所示為輕壓下系統(tǒng)各拉矯機(jī)的位置，表6所示為不同拉速下基于凝固傳熱模型計算的1~4號拉矯輥位置鑄坯的中心固相率s。

為確保不同澆鑄工況下鑄機(jī)設(shè)備及其工作狀態(tài)一致，僅以該鑄機(jī)第1流為試驗流，以避免開澆和末澆工況不穩(wěn)對試驗結(jié)果的影響，在中間爐次過熱度和其他參數(shù)穩(wěn)定后，開澆10 min后提拉速取沿拉坯方向縱剖樣和橫樣；采用鉆孔法，鉆頭直徑為4 mm，鉆孔深度為8 mm，用碳硫分析儀對碳的成分進(jìn)行分析。

表4 其他連鑄工藝參數(shù)

表5 輕壓下系統(tǒng)各拉矯機(jī)的位置

表6 不同拉速下基于凝固傳熱模型計算的1~4號拉矯輥處鑄坯的中心固相率fs

橫截面試樣取樣位置如圖9所示，在距中心1/8，1/4，1/2，3/4以及距鑄坯表面5 mm鉆孔取樣，縱剖試樣長度為400 mm，在中心線上沿拉坯方向每隔15 mm取1個點(diǎn)。

圖9 橫截面試樣取樣示意圖

圖10和圖11所示分別為不同拉速下橫截面鑄坯內(nèi)外弧中心線和縱剖面中心線碳偏析指數(shù)。由圖10可知：當(dāng)拉速從0.43 m/min提高到0.52 m/min時，橫截面中心碳偏析指數(shù)(其值的定義為w/0，為取樣點(diǎn)的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，0為鑄坯所在爐次中間包的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù))由1.06減小到0.95，反映鑄坯內(nèi)外弧取樣點(diǎn)與中心的碳偏析指數(shù)波動的標(biāo)準(zhǔn)差由0.05降低到0.03。由圖11可知：當(dāng)拉速從0.43 m/min提高到0.52 m/min時，縱截面中心線碳偏析指數(shù)波動范圍由0.83~1.17變?yōu)?.98~1.12。當(dāng)拉速為0.52 m/min時，橫截面中心碳偏析指數(shù)、內(nèi)外弧取樣點(diǎn)與中心的碳偏析指數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差最小，且縱剖面中心線碳偏析指數(shù)的波動范圍最小，成分分布更均勻。

拉速/(m?min?1)：1—0.43；2—0.48；3—0.50；4—0.52。

拉速/(m?min?1)：1—0.43；2—0.48；3—0.50；4—0.52。

國內(nèi)外多數(shù)研究表明，對于大方坯高碳鋼，在鑄坯的中心固相率為0.30~0.75或0.20~0.90[15]時進(jìn)行輕壓下可明顯降低中心碳偏析指數(shù)，本文取0.30~0.75。從表6可知：當(dāng)拉速為0.43 m/min時，凝固終點(diǎn)位置在1號和2號拉矯機(jī)之間，1號拉矯輥位置鑄坯的中心固相率(s)為0.80，而2號拉矯輥位置鑄坯已完全凝固，根據(jù)輕壓下規(guī)則，采用1~4號拉矯輥進(jìn)行壓下時輕壓下基本不起作用；當(dāng)拉速提高到 0.52 m/min時，凝固終點(diǎn)在3號和4號拉矯機(jī)之間，1~4號拉矯輥處鑄坯中心固相率(s)分別為0.34，0.50，0.74和1.00，根據(jù)輕壓下規(guī)則，1~3號拉矯輥發(fā)揮了輕壓下的作用。故當(dāng)拉速為0.52 m/min時，可明顯減少鑄坯的中心碳偏析現(xiàn)象。

5 結(jié)論

1) 本文所提出的模型能精確地獲得不同工況下任意位置大方坯高碳鋼凝固坯殼的厚度分布、凝固終點(diǎn)位置及鑄坯中心固相率。

3) 大方坯寬面和窄面的坯殼生長規(guī)律相同，寬面坯殼生長速率比窄面的大，但凝固終點(diǎn)相同。

4) 根據(jù)凝固傳熱模型調(diào)整拉速優(yōu)化輕壓下壓下區(qū)間，對于310 mm×360 mm的斷面，在拉速為 0.52m/min，中心固相率為0.30~0.75時進(jìn)行輕壓下可明顯減少高碳耐磨球用鋼BU的中心偏析現(xiàn)象。

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(編輯 劉錦偉)

Solidification regularity of high carbon wear-resistant ball steel in bloom continuous casting and its application in soft reduction process

AN Hanghang1, 2, BAO Yanping1, WANG Min1, ZHAO Lihua2

(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)

A two-dimensional mathematical model of solidification and heat transfer for a bloom with the cross section of 310 mm×360 mm(length×width) was established with ANSYS software, which was verified by nail-shooting experiments in the narrow side of the bloom and surface temperature testing. The solidified shell growth law of high carbon wear-resistant ball steel with different carbon mass fractions in both wide and narrow side of the bloom was simulated based on the model. The results were also applied in the soft reduction process and the field experiments were carried out. The results show that the solidified shell thickness distribution of the bloom, the position of the solidification end point and the solid fraction in the core of the solidified strand under different working conditions can be accurately obtained by using this model at any fixed location along the casting direction. In addition, high carbon wear-resistant ball steels with different carbon mass fractions obey the same law of solidification: from the meniscus of the crystallizer to the secondary cooling zone export, the solidified shell thickness in the columnar crystal zone of the bloom and the square root of solidification time show a linear relationship, which fits the square root law．The correction term of the law is relevant to the superheat. However, from the secondary cooling zone export to the end of solidification, the relationship between solidified shell thickness in the equiaxed crystal zone of the bloom and the square root of solidification in the columnar crystal zone is non-linear. In accordance with the calculated solid fraction at the centerline of strand in wear resisting ball steel BU bloom by model of solidification and heat transfer, combined with reasonable soft reduction zone, the casting speed increases from 0.43 m/min to 0.52 m/min. Consequently, soft reduction zone is prolonged and the center carbon segregation on wear resisting ball steel BU is reduced obviously.

bloom; solidification and heat transfer; mathematical models; high carbon wear-resistant ball steel

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.05.003

TF777.2

A

1672?7207(2018)05?1037?10

2017?05?31；

2017?07?11

國家自然科學(xué)基金資助項目(51404018)；鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點(diǎn)試驗室自主基金資助項目(41614014) (Project(51404018) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(41614014) supported by the Foundation of State Key Laboratory of Advanced Metallurgy)

包燕平，博士，教授，從事煉鋼新工藝及高效連鑄新技術(shù)研究；E-mail: baoyp @ustb.edu.cn