結(jié)晶器銅板錐度研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)

符 豪，李好澤

（1.邯鄲市工業(yè)和信息化局培訓(xùn)教育中心，河北 邯鄲 056000；2.河鋼集團(tuán)邯鋼公司，河北 邯鄲 056000）

連鑄技術(shù)已廣泛應(yīng)用于鋼鐵生產(chǎn)，連鑄技術(shù)的關(guān)鍵是提高生產(chǎn)效率和坯殼質(zhì)量。結(jié)晶器錐度在連鑄中是一個(gè)重要的控制參數(shù)。合適的結(jié)晶器錐度可以減小甚至消除由于鑄坯凝固收縮而產(chǎn)生的與銅板之間的氣隙，使銅板與初生坯殼之間有良好的熱交換狀態(tài)，同時(shí)銅板不能對(duì)初生坯殼產(chǎn)生額外的壓力[1,2]。

錐度大小與鋼種和連鑄參數(shù)有關(guān)，連鑄參數(shù)包括結(jié)晶器長(zhǎng)度、拉坯速度、鋼水過(guò)熱度及潤(rùn)滑劑的選擇等[3]。結(jié)晶器錐度不足會(huì)使坯殼和銅板之間形成氣隙，這會(huì)極大的增加傳熱熱阻，ChowC等研究得出氣隙熱阻會(huì)占到總傳熱熱阻的80%[4]，蔡開(kāi)科也做過(guò)類(lèi)似的研究，他認(rèn)為氣隙熱阻會(huì)占到總熱阻的70%[5]，兩者研究結(jié)果都表明氣隙熱阻會(huì)占到總熱阻的很大比例。

氣隙熱阻增大會(huì)減小熱流密度，從而使坯殼厚度減小，坯殼溫度升高。

由于在坯殼內(nèi)部有未凝固的鋼液，液態(tài)的鋼液有，在結(jié)晶器出口處坯殼會(huì)發(fā)生鼓肚，甚至斷裂。結(jié)晶器錐度過(guò)大會(huì)使銅板擠壓坯殼，拉坯阻力增大，使坯殼表面產(chǎn)生橫裂紋，在極端情況下也會(huì)發(fā)生坯殼拉斷。隨著結(jié)晶器銅板設(shè)計(jì)技術(shù)發(fā)展，結(jié)晶器銅板內(nèi)腔錐度從單錐度發(fā)展到多錐度，再由多錐度發(fā)展到現(xiàn)在的拋物線錐度以及一些特殊類(lèi)型的結(jié)晶器，凸型結(jié)晶器及鉆石結(jié)晶器等。

1 結(jié)晶器錐度的定義

鋼水在澆鑄過(guò)程中，熱量通過(guò)銅板傳給冷卻水，坯殼厚度沿拉坯方向逐漸增加。由于鋼液在凝固及相變過(guò)程中會(huì)發(fā)生體積的變化，特別是從σ鐵素體到奧氏體的轉(zhuǎn)變，因此，在坯殼與結(jié)晶器銅板接觸處會(huì)產(chǎn)生氣隙。對(duì)于這種情況，在結(jié)晶器設(shè)計(jì)時(shí)，通常會(huì)將銅管下口尺寸略小于上口尺寸，稱(chēng)為結(jié)晶器倒錐度，一般稱(chēng)為結(jié)晶器錐度。如圖1所示，為單錐度結(jié)晶器圖示，對(duì)于單錐度結(jié)晶器，錐度的定義由下式表示[6]：

式中：R為結(jié)晶器錐度，%/m；a為結(jié)晶器上口尺寸，mm；b為結(jié)晶器下口尺寸，mm；L為結(jié)晶器長(zhǎng)度，mm。

圖1 結(jié)晶器銅板內(nèi)部形狀

如圖2所示，為拋物線錐度結(jié)晶器內(nèi)腔圖示，x為結(jié)晶器長(zhǎng)度方向，y為結(jié)晶器橫面方向，x1為結(jié)晶器上口坐標(biāo)，x2為結(jié)晶器下口坐標(biāo)，內(nèi)腔方程如下所示[7]：

則倒錐度的表達(dá)式如下：

設(shè)在x＊處，結(jié)晶器邊長(zhǎng)為y＊，則：

由以上式子可知，當(dāng)結(jié)晶器規(guī)格已知，如結(jié)晶器長(zhǎng)度、總錐度及上口尺寸的情況下，結(jié)晶器任意截面處的邊長(zhǎng)便可以算出，任意截面的倒錐度也可以知道，因此，結(jié)晶器的形狀也是確定的。

2 結(jié)晶器錐度大小的確定

結(jié)晶器錐度與很多參數(shù)有關(guān)，如結(jié)晶器長(zhǎng)度、拉坯速度、澆注溫度以及鋼種成分等。

雖然結(jié)晶器錐度由很多因素確定，但在現(xiàn)實(shí)生產(chǎn)中，已有的結(jié)晶器要有一定的適用范圍，比如對(duì)鋼種的適用性，可以應(yīng)用于連鑄生產(chǎn)多種鋼，對(duì)拉速也要有一定的應(yīng)用范圍，以滿足連續(xù)生產(chǎn)的需要。

以往的結(jié)晶器錐度確定方法主要通過(guò)生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)。根據(jù)鋼種及拉速確定。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，鋼鐵行業(yè)的數(shù)值模擬技術(shù)從最初的Mizikar和Lait的坯殼凝固有限差分模型[8，9]，到后來(lái)的Brimacombe和Sorimachi熱力耦合模型[10,11]，數(shù)值模擬技術(shù)被迅速應(yīng)用到鋼鐵生產(chǎn)領(lǐng)域。

圖2 拋物線結(jié)晶器內(nèi)腔示意圖

以下簡(jiǎn)單介紹了數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)結(jié)晶器錐度計(jì)算的基本原理及應(yīng)用。

鑄坯在凝固過(guò)程中，會(huì)受到一系列應(yīng)力應(yīng)變的作用，如由于溫度梯度引起的熱應(yīng)力及由此形成的熱應(yīng)變，由于坯殼凝固收縮引起的凝固收縮應(yīng)變等。坯殼總的應(yīng)變可有下式表示[12]：

式中：{ε}為總的應(yīng)變；{εe}為彈性應(yīng)變；{εT}為熱應(yīng)變；{εin}為非彈性應(yīng)變，包括蠕變和塑性應(yīng)變；{εf}為偽彈性應(yīng)變。

熱應(yīng)變反映了材料在發(fā)生溫度變化時(shí)體積發(fā)生的變化及在相變時(shí)的體積變化，熱應(yīng)變可用下式表示[13]：

在數(shù)值模擬中，首先計(jì)算溫度場(chǎng)，根據(jù)本次計(jì)算溫度場(chǎng)與上次計(jì)算溫度場(chǎng)計(jì)算坯殼應(yīng)變，從而得出坯殼收縮量。

3 錐度結(jié)晶器的應(yīng)用

錐度結(jié)晶器已經(jīng)應(yīng)用了很長(zhǎng)一段時(shí)間，一些文獻(xiàn)對(duì)于錐度結(jié)晶器在提高熱流密度、拉速、鑄坯質(zhì)量以及結(jié)晶器壽命等做了報(bào)到。

在研究銅板錐度對(duì)傳熱的影響時(shí)，最常用的方法在銅板上安裝熱電偶，R.B.Mahapatra首次采用了這種方法[14]。根據(jù)熱電偶測(cè)溫結(jié)果，所計(jì)算熱流密度。

C.Chow等，采用在結(jié)晶器銅板上安裝了熱電偶的方法，系統(tǒng)研究了多錐度結(jié)晶器和普通結(jié)晶器的區(qū)別，多錐度結(jié)晶器的一些參數(shù)如下[15]：

表1 連鑄結(jié)晶器參數(shù)

研究表明這種多錐度結(jié)晶器拉速達(dá)到了傳統(tǒng)結(jié)晶器的2.5倍，是已有的高拉速結(jié)晶器的1.5倍，平均熱流比傳統(tǒng)結(jié)晶器高45%。

拉速最高可以達(dá)到4.5m/min。徐火軍[16]對(duì)于鉆石結(jié)晶器在武鋼一煉廠的應(yīng)用情況做了介紹，總結(jié)了鉆石結(jié)晶器的以下優(yōu)點(diǎn)：

（1）鉆石結(jié)晶器傳熱效率比普通結(jié)晶器提高20%。

（2）坯殼外形整潔，邊角光滑且沒(méi)有裂紋出現(xiàn)。

（3）結(jié)構(gòu)剛性好，熱機(jī)械性能穩(wěn)定。

（4）銅管耐磨性能良好且壽命長(zhǎng)。

徐火軍也對(duì)鉆石結(jié)晶器的缺點(diǎn)進(jìn)行了說(shuō)明，與普通管式結(jié)晶器相比,鉆石結(jié)晶器安裝、調(diào)整較復(fù)雜。Park J K[17]、El-Bealy[18]等，也是從錐度結(jié)晶器對(duì)于提高拉速、坯殼質(zhì)量等方面進(jìn)行了說(shuō)明。

4 特殊類(lèi)型結(jié)晶器

原有的單錐度結(jié)晶器、多錐度結(jié)晶器以及拋物線錐度結(jié)晶器幾乎沒(méi)有關(guān)注坯殼角部情況。

由于坯殼角部二維傳熱的特性，如果熱流和坯殼其它部位相等，會(huì)造成角部溫度過(guò)低，角部坯殼變黑，熱應(yīng)力增大，容易形成裂紋。

如果角部熱流遠(yuǎn)低于其它部位，會(huì)造成角部溫度過(guò)高，容易拉漏。

綜合上述情況，結(jié)晶器的研究設(shè)計(jì)者，提出了一些解決角部問(wèn)題的新型結(jié)晶器。

4.1 鉆石結(jié)晶器

鉆石結(jié)晶器是VAI公司推出的一種高效連鑄方坯結(jié)晶器，又稱(chēng)為DIAMOLD。

VAI采用拋物線錐度，且總錐度比常規(guī)結(jié)晶器要大，拋物線錐度更好地與坯殼凝固收縮相匹配，增加了傳熱熱流密度同時(shí)坯殼也均勻生長(zhǎng)。

為了減小角部拉坯阻力，鉆石結(jié)晶器在距頂部300mm～400mm以下的腳部區(qū)域錐度為零，而且越往下，角部無(wú)錐度區(qū)域越大。

結(jié)晶器銅管加長(zhǎng)至1000mm，這樣在同樣拉速的條件下使坯殼在結(jié)晶器內(nèi)部的時(shí)間更長(zhǎng)，出結(jié)晶器坯殼厚度加大，最終使提高拉速成為可能。

4.2 凸型結(jié)晶器

凸型結(jié)晶器是康卡斯特公司推出的一種高效方坯結(jié)晶器技術(shù)，又名Convex結(jié)晶器。

凸型結(jié)晶器的基本特征是[19]∶結(jié)晶器上部?jī)?nèi)腔銅壁面向外凸出，兩壁面夾角大于90ο，沿著拉坯方向逐漸變?yōu)槠矫?，即到銅管出口處內(nèi)圓角又恢復(fù)到90ο。

凸型結(jié)晶器在彎液面以下位置由于角部夾角大于90ο，因此弱化了二維傳熱，使角部冷卻速度和中心位置同步，而不至于產(chǎn)生角部溫度過(guò)低現(xiàn)象，在出口處又重新恢復(fù)方形，保持坯殼原有形狀。

4.3 自適應(yīng)結(jié)晶器

意大利達(dá)涅利公司開(kāi)發(fā)了自適應(yīng)結(jié)晶器。自適應(yīng)結(jié)晶器與傳統(tǒng)結(jié)晶器的不同之處主要在水套位置，自適應(yīng)結(jié)晶器的冷卻水套分為多個(gè)區(qū)域，各個(gè)區(qū)域相互獨(dú)立，不同區(qū)域采取不同的冷卻水量和水壓力。

在拉坯過(guò)程中,結(jié)晶器倒錐度可以由水壓控制，水壓大時(shí)，錐度較大，水壓小時(shí)，錐度小，同時(shí)在角部采用非強(qiáng)冷方式。

設(shè)計(jì)思路是通過(guò)調(diào)節(jié)結(jié)晶器水縫內(nèi)的水壓，使結(jié)晶器的倒錐度適應(yīng)鋼液在凝固過(guò)程中的收縮，消除坯殼與結(jié)晶器壁面間的氣隙，傳熱效率大幅度增加,結(jié)晶器出口處坯殼厚度增加。

5 銅板錐度設(shè)計(jì)討論和發(fā)展趨勢(shì)

5.1 銅板錐度設(shè)計(jì)討論

5.1.1 鋼水靜壓力對(duì)錐度的影響

在通過(guò)數(shù)值模擬技術(shù)研究結(jié)晶器錐度的過(guò)程中，在不考慮鋼水靜壓力的情況下得出的收縮曲線在橫向上基本相同，角部位置稍微偏大；而在考慮鋼水靜壓力的模擬中，表面中心位置基本沒(méi)有收縮，角部及偏角部有一定收縮。

在不考慮鋼水靜壓力模擬設(shè)計(jì)銅板錐度時(shí)，錐度曲線可能過(guò)大，坯殼會(huì)受到銅板的壓力，從而是表面產(chǎn)生裂紋；在考慮鋼水靜壓力設(shè)計(jì)銅板錐度時(shí)，中心位置由于受到鋼水靜壓力的作用，坯殼發(fā)生變形，坯殼中心位置同樣可能會(huì)產(chǎn)生裂紋。因此，在設(shè)計(jì)結(jié)晶器時(shí)應(yīng)充分考慮這一點(diǎn)。合適的結(jié)晶器錐度應(yīng)該在滿足高拉速的前提下，生產(chǎn)出高質(zhì)量的鑄坯。

5.1.2 銅板角部位置

由于角部位置的復(fù)雜性，很多學(xué)者往往忽略了銅板角部位置的設(shè)計(jì)。

Park J K模擬研究坯殼角部的熱力學(xué)狀況，認(rèn)為角部氣隙的形成是因?yàn)殂~板線性錐度不足，并研究了不同角部倒角大小對(duì)角部裂紋的影響。

但AVI在鉆石結(jié)晶器的設(shè)計(jì)中，人為地減少了角部錐度，在距彎月面300mm一下角部沒(méi)有錐度。因此，對(duì)于銅板角部位置還有待研究。

5.2 銅板錐度設(shè)計(jì)發(fā)展趨勢(shì)

合適的結(jié)晶器錐度可以提高拉坯速度，改善鑄坯質(zhì)量，延長(zhǎng)結(jié)晶器的使用時(shí)間等優(yōu)點(diǎn)。結(jié)晶器錐度經(jīng)歷了由原來(lái)的單錐度到多錐度，再到現(xiàn)在的拋物線錐度，以及一些特殊類(lèi)型結(jié)晶器。

由于坯殼在結(jié)晶器內(nèi)的生長(zhǎng)與時(shí)間t的根號(hào)次方呈正比，因此理想錐度曲線為拋物線形式，未來(lái)拋物線錐度將是結(jié)晶器銅板設(shè)計(jì)的發(fā)展趨勢(shì)。

在確定錐度的方法中，數(shù)值模擬技術(shù)有待發(fā)展，比如考慮連鑄保護(hù)渣的流動(dòng)性、水口鋼液流動(dòng)等，從而獲得較為精確的氣隙尺寸和錐度尺寸。在以往的結(jié)晶器銅板設(shè)計(jì)中，很多只考慮了縱向（拉坯方向）錐度，對(duì)于在橫向上的尺寸變化僅僅局限于角部，而在實(shí)際中，坯殼在橫向上的收縮大小是不相等的，因此，帶有橫向和縱向錐度的結(jié)晶器將是未來(lái)研究的方向。

[1]Meng X,Zhu M.Thermal behavior of hot copper plates for slab continuous casting mold with high casting speed[J].ISIJ internat ional,2009,49(9)：1356-1358.

[2]Vynnycky M.An asymptotic model for the formation and evolution of air gaps in vertical continuous casting[J].Proceedings of the Royal Society A：Mathematical,Physical and Engineering Science,2009,465(2105)：1617-1632.

[3]Vynnycky M.Air gaps in vertical continuous casting in round moulds[J].Journal of Engineering Mathematics,2010,68(2)：129-150.

[4]Chow C，Samarasekera I V.High speed continuous casting of steel billets：Part 1：General overview[J].Ironmaking&steelmaking，2002，29(1)：53-60.

[5]蔡開(kāi)科.澆注與凝固[M].北京：冶金工業(yè)出版社，1987.

[6]張家泉，錢(qián)宏智.結(jié)晶器銅管拋物線型連續(xù)錐度設(shè)計(jì)系統(tǒng)[J].連鑄，2005，5：015.

[7]張洪波.方坯連鑄連續(xù)錐度結(jié)晶器的設(shè)計(jì)與選擇[J].煉鋼，1999，15(1)：42-46.

[8]Mizikar E A.Mathematical heat transfer model for solidification of continuously cast steel slabs[J].AIME MET SOCTRANS，1976，239(11)：1747-1758

[9]Lait J E，Brimacombe J K，Weinberg F.Mathematical modeling of heat flow in the continuous casting of steel[J].Ironmaking Steelmaking，1974，1(2)：90-97.

[10]Grill A，Brimacombe J K，Weinberg F.Mathematical analysis of stresses in continuous casting of steel[J].Ironmaking Steelmaking，1976，3(1)：38-47.

[11]Sorimachi K，Brimacombe J K.Improvements in mathematical modelling of stresses in continuous casting of steel[J].Ironmaking Steelmaking，1977，4(4)：240-245.

[12]Moitra A，Thomas B G，Zhu H.Application of a Thermo-Mechanical Model for Steel Shell Behavior in Continuous Slab Casting[C]//76 th Steelmaking Conference.1993：657-667.

[13]Kozlowski P F，Thomas B G，Azzi J A，et al.Simple constitutive equations for steel at high temperature[J].Metallurgical Transactions A，1992，23(3)：903-918.

[14]Mahapatra R B，Brimacombe J K，Samarasekera I V.Mold behavior and its influence on quality in the continuous casting of steel slabs：Part II.Mold heat transfer，mold flux behavior，formation of oscillation marks，longitudinal off-corner depressions，and subsurface cracks[J].Metallurgical transactions B，1991，22(6)：875-888.

[15]Chow C，Samarasekera I V，Walker B N，et al.High speed continuous casting of steel billets：Part 2：Mould heat transfer and mould design[J].Ironmaking&steelmaking，2002，29(1)：61-69.

[16]徐火軍.鉆石結(jié)晶器的特點(diǎn)及應(yīng)用分析[J].連鑄，2001，5.

[17]Park J K，Li C，Thomas B G，et al.Analysis of thermomechanical behavior in billet casting[C]//ELECTRIC FURNACE CONFERENCE.2002，60：669-686.

[18]El-Bealy M O.Mold Thermo-Mechanical Rigidity Criterion for Surface Quality of Continuous Casting of Steel[J].Energy，2013，1：1.

[19]盛義平，厲金強(qiáng)，孫奇娜.方坯連鑄高拉速結(jié)晶器設(shè)計(jì)[J].重型機(jī)械，2005，1-2.