行波磁場(chǎng)鑄流攪拌提升不銹鋼板坯等軸晶率

肖 紅，王 璞，蘭 芳，李偉紅，唐海燕，李愛武，張家泉?

1) 北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083 2) 湖南中科電氣股份有限公司磁電研究院，岳陽 414000

鐵素體不銹鋼是一類節(jié)鎳經(jīng)濟(jì)型鉻系不銹鋼，具有很好的耐均勻腐蝕、耐點(diǎn)蝕和應(yīng)力腐蝕性能，應(yīng)用廣泛. 由于其導(dǎo)熱性好、凝固溫區(qū)窄且多沒有固態(tài)相變，凝固過程極易產(chǎn)生粗大的柱狀晶組織[1]. 現(xiàn)有研究表明，各向異性柱狀晶鑄態(tài)組織對(duì)其后續(xù)板材加工性能具有不良影響，是導(dǎo)致鐵素體不銹鋼冷軋或深沖加工過程常見皺折或瓦楞狀缺陷（Wrinkling /ridging defect）的重要原因[2].Hamada等[3-5]研究指出，柱狀晶熱軋后形成的帶狀織構(gòu)可能是這類產(chǎn)品發(fā)生皺折缺陷的誘因，提高鑄坯等軸晶組織比例則可以改善產(chǎn)品的表面質(zhì)量. 實(shí)踐表明，板坯等軸晶率（Equiaxed crystal ratio,ECR）若能提高到45%以上則可基本消除其冷軋材成形加工的皺折缺陷.

然而，常規(guī)連鑄生產(chǎn)工藝中，通過諸如降低澆鑄過熱度、弱化冷卻，乃至常規(guī)的結(jié)晶器電磁攪拌等均很難有效提高鐵素體不銹鋼板坯等軸晶率[6].近年來，在結(jié)晶器下部的連鑄二冷輥列區(qū)使用鑄流電磁攪拌，尤其是使用能產(chǎn)生橫向電磁推力的行波磁場(chǎng)攪拌來抑制板坯連鑄柱狀晶生長(zhǎng)已成為國(guó)內(nèi)外關(guān)注的重點(diǎn)，并已在不銹鋼、硅鋼等凝固柱狀晶傾向較大鋼種連鑄生產(chǎn)中得到不同程度的應(yīng)用[7]. 深入研究各種行波磁場(chǎng)電磁攪拌機(jī)理、冶金效果，以實(shí)現(xiàn)鑄坯等軸晶率的穩(wěn)定提高已成為行業(yè)十分關(guān)注的問題.

Burden等[8]早期研究指出，凝固過程中一定的流體流動(dòng)可耗散鋼液過熱度、熔斷枝晶，促進(jìn)等軸晶形核. Itoh等[9]發(fā)現(xiàn)在430鐵素體不銹鋼連鑄坯生產(chǎn)過程中施加機(jī)械振動(dòng)，可以促進(jìn)枝晶游離、提高鑄坯等軸晶率；并發(fā)現(xiàn)在低過熱度澆鑄過程的機(jī)械振動(dòng)能夠?qū)㈣T坯等軸晶率提高到很高的程度，但實(shí)際生產(chǎn)中鋼水過熱度過低會(huì)造成澆鑄不暢乃至水口冷凝堵塞等現(xiàn)象而影響連鑄順行.Takeuchi[10-11]和Ujiie等[12]研究了過熱度和電磁攪拌對(duì)430不銹鋼鑄坯等軸晶率的綜合影響，發(fā)現(xiàn)隨著電磁攪拌器安裝位置的下移，可以在過熱度波動(dòng)條件下也能獲得較高的等軸晶率. 有鑒于此，基于結(jié)晶器下部二冷區(qū)電磁攪拌提高板坯等軸晶率、進(jìn)而改善不銹鋼抗皺性能的研究開始受到國(guó)內(nèi)外冶金工作者的重視[13]. 然而，連鑄板坯斷面寬厚比大、鑄機(jī)設(shè)備復(fù)雜，在二冷區(qū)鑄機(jī)輥列間設(shè)計(jì)與安裝合適的電磁攪拌器技術(shù)難度較大，至今也只有少數(shù)幾個(gè)電氣工程公司可以獨(dú)立開發(fā)，如歐洲ABB、Rotelec以及我國(guó)的中科電氣等. 其中，行波磁場(chǎng)攪拌器可以在鑄坯凝固前沿產(chǎn)生較強(qiáng)的橫向電磁推力、抑制柱狀晶生長(zhǎng)，是當(dāng)前發(fā)展板坯鑄流電磁攪拌的主導(dǎo)技術(shù). 基于攪拌器線圈設(shè)計(jì)和安裝形式的差異，當(dāng)前主要有新日鐵DKS的插入式輥間攪拌器、ABB輥后箱式攪拌器和Rotelec輥式攪拌器等[14]. 由于DKS的安裝需要對(duì)鑄機(jī)二冷扇形段輥列結(jié)構(gòu)進(jìn)行較大改造，箱式和輥式成為目前最受關(guān)注的連鑄板坯二冷區(qū)攪拌器. Barna等[15]研究了輥后箱式攪拌器作用下鑄坯內(nèi)部鋼液的流動(dòng)情況，揭示了其具有在鑄坯內(nèi)外弧產(chǎn)生不對(duì)稱磁場(chǎng)分布的特征. 本文作者[16]提出了一種輥式攪拌器的兩對(duì)輥結(jié)構(gòu)，認(rèn)為其不僅具有較低的裝備成本，也具有較大的有效攪拌區(qū)域和凝固前沿沖刷速度；這將有利于促進(jìn)鑄坯中心鋼液過熱耗散、有效地促進(jìn)等軸晶生成. 張開等[17]對(duì)比了幾種輥式攪拌器安裝形式對(duì)磁場(chǎng)和流場(chǎng)的影響，發(fā)現(xiàn)相鄰安裝的電磁輥電磁力最大但攪拌區(qū)域較小.

當(dāng)前生產(chǎn)應(yīng)用中，選擇箱式還是輥式攪拌，以及輥式攪拌如何配置還存在一定的盲目性. 基于行波磁場(chǎng)特性及其電磁流體動(dòng)力學(xué)分析，合理設(shè)計(jì)與選用板坯二冷區(qū)鑄流電磁攪拌至今仍鮮有報(bào)道. 本研究通過建立分段電磁-流動(dòng)-傳熱和凝固耦合模型，揭示基于行波磁場(chǎng)的不同攪拌方式對(duì)不銹鋼板坯二冷區(qū)內(nèi)冶金傳輸行為的影響，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證模型的預(yù)測(cè)，以期為提高鑄坯內(nèi)部等軸晶率、改善不銹鋼產(chǎn)品表面質(zhì)量提供理論與實(shí)驗(yàn)依據(jù).

1 模型建立

基于實(shí)際生產(chǎn)所用弧形半徑為8 m、1280 mm×200 mm斷面直弧型不銹鋼板坯連鑄機(jī)，研究鑄流二冷區(qū)不同形式與電磁推力特征行波磁場(chǎng)攪拌器的冶金效果，攪拌器在鑄流二冷區(qū)的安裝形式如圖1所示. 按攪拌器結(jié)構(gòu)形式，一種為箱式攪拌器(Box-typed electromagnetic stirrer, B-EMS)，另一種為輥式攪拌器(Roller-typed electromagnetic stirrer,R-EMS). 不同于常用的電磁旋轉(zhuǎn)攪拌器，這類行波磁場(chǎng)攪拌器可以產(chǎn)生沿板坯寬向的較強(qiáng)電磁推力，更容易均勻地打斷坯殼凝固前沿的柱狀晶，促進(jìn)柱狀晶向等軸晶轉(zhuǎn)變. 其中，輥式行波攪拌器按電磁輥設(shè)計(jì)、在鑄流上布置與電磁推力特征，又分為相鄰輥同向推力型(R-EMS-2)、間隔輥同向推力型(R-EMS-T)和間隔輥反向推力型(R-EMS-F)，如圖2所示.

圖1 攪拌器類型及其在板坯鑄流中安裝形式. （a）箱式攪拌器；（b）輥式攪拌器Fig.1 Schematic of the strand stirrer type and installation: (a) B-EMS (b) R-EMS

圖2 攪拌器布置與電磁推力特征. （a）箱式；（b）相鄰輥同向推力型；（c）間隔輥同向推力型；（d）間隔輥反向推力型Fig.2 Schematic of the stirrer location and electromagnetic force: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2; (c) R-EMS-T; (d) R-EMS-F

為了分析上述不同攪拌形式及其攪拌工藝參數(shù)對(duì)板坯連鑄與凝固過程流動(dòng)、傳熱、凝固與電磁作用規(guī)律的影響，結(jié)合鑄流特征采用計(jì)算域分段法建立1280 mm×200 mm斷面1Cr17鐵素體不銹鋼連鑄板坯電磁、流動(dòng)、傳熱和凝固的耦合模型，并重點(diǎn)研究不同類型行波磁場(chǎng)鑄流攪拌的作用效果. 其中，行波磁場(chǎng)電磁攪拌模型主要包括線圈、鐵芯、鑄坯和相關(guān)間隙空氣域.

1.1 模型基本假設(shè)

（1）為了穩(wěn)定發(fā)揮二冷鑄流攪拌的效果，分析板坯連鑄過程的恒拉速穩(wěn)態(tài)澆鑄階段，全鑄流液芯鋼液流動(dòng)采用低雷諾數(shù)k-ε湍流模型描述[18-19]；

（2）鋼液熱物性按常數(shù)處理，同時(shí)忽略凝固收縮和固態(tài)相變潛熱的影響；

（3）板坯連鑄二冷區(qū)攪拌過程中，鋼液流動(dòng)產(chǎn)生的磁雷諾數(shù)Rm?1，故可簡(jiǎn)化為磁場(chǎng)作用在流動(dòng)上的單相耦合；

（4）攪拌器鐵芯、鋼液電導(dǎo)率和磁導(dǎo)率等物性參數(shù)設(shè)為常數(shù)，同時(shí)假設(shè)鋼液密度符合Boussinesq近似，采用時(shí)均電磁力代替其瞬態(tài)值.

此外，為了便于全鑄流分段計(jì)算模擬過程數(shù)據(jù)的傳遞和后處理，將二冷區(qū)弧形段等效為同尺度垂直形狀.

1.2 控制方程

1.2.1 電磁場(chǎng)

1.3 邊界條件

1.3.1 電磁場(chǎng)

（1）B-EMS共有6個(gè)線圈，分別加載三相交流電，各相電流相位差為120°；

（2）R-EMS每根輥中間有3個(gè)大線圈，兩端含有2個(gè)小線圈，分別加載兩相交流電，各相電流相位差為 90°；

（3）磁力線與包圍在攪拌器外的空氣單元表面平行；

（4）線圈與鐵芯之間設(shè)為絕緣邊界條件.

1.3.2 流動(dòng)與凝固

（1）計(jì)算域入口：利用Fluent中的Profile模塊載入第一段計(jì)算域出口的速度、湍流、溫度和液相分率等數(shù)據(jù)信息作為入口邊界條件[20].

（2）計(jì)算域出口：采用充分發(fā)展邊界條件，沿出口法線方向的所有物理量梯度為零；

（3）壁面：根據(jù)二冷水量由經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算獲得板坯表面對(duì)流換熱系數(shù)[21].

1.4 模擬過程

自結(jié)晶器鋼水彎月面向下沿鑄流建立分段三維網(wǎng)格化計(jì)算模型. 其中，結(jié)晶器及足輥區(qū)因沒有電磁力作用，僅計(jì)算其凝固和鋼液流動(dòng)信息. 流體計(jì)算采用六面體網(wǎng)格，并在凝固和傳輸強(qiáng)度激烈區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，第一層設(shè)置為0.5 mm，增長(zhǎng)率保持1.05. 采用笛卡爾坐標(biāo)系，X、Y分別對(duì)應(yīng)鑄坯的窄面和寬面，Z為拉坯方向. 本研究主要關(guān)注鑄流二冷區(qū)不同類型電磁攪拌作用下的電磁流體動(dòng)力學(xué)效果及其差異，攪拌器之上計(jì)算域結(jié)果分析在此不再描述，結(jié)晶器區(qū)域的模型描述詳見相關(guān)已發(fā)表的研究[22]. 為體現(xiàn)電磁力作用范圍的完整性及其湍流的充分發(fā)展，選取攪拌器所在的自彎月面2～7 m一段二冷區(qū)作為本研究的計(jì)算域.其中，采用ANSOFT Maxwell模擬得到計(jì)算域的電磁場(chǎng)數(shù)據(jù)，通過Fluent軟件計(jì)算二冷區(qū)穩(wěn)態(tài)下的流動(dòng)、傳熱與凝固信息，將Fluent中的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)信息載入Maxwell并利用坐標(biāo)插值算法提取時(shí)均電磁力，最后利用源項(xiàng)用戶自定義子程序(User define function, UDF)將電磁力加載到動(dòng)量方程，收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)定為能量殘差小于10-7，其他變量殘差小于10-4. 板坯1Cr17不銹鋼主要成分如表1所示，計(jì)算所用的熱物性參數(shù)和連鑄工藝參數(shù)如表2所示.

表1 1Cr17鐵素體不銹鋼主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical composition of 1Cr17 stainless steel %

表2 計(jì)算用1Cr17不銹鋼熱物性參數(shù)和連鑄工藝參數(shù)Table 2 Parameter values of 1Cr17 stainless-steel thermophysical properties and continuous casting practice

對(duì)流動(dòng)和凝固模型的網(wǎng)格進(jìn)行了無關(guān)性檢驗(yàn)，分別設(shè)置了4組不同計(jì)算節(jié)點(diǎn)數(shù)量的網(wǎng)格，即116×104、212×104、370×104和 508×104，在無攪拌器條件下計(jì)算二冷區(qū)窄面中心坯殼沿拉坯方向的分布，如圖3. 結(jié)果表明，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量大于370×104后，坯殼厚度分布差異相對(duì)小，網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響明顯減弱，因此最終計(jì)算采用節(jié)點(diǎn)數(shù)量為 370×104的網(wǎng)格.

圖3 不同節(jié)點(diǎn)數(shù)量網(wǎng)格下計(jì)算的坯殼分布曲線Fig.3 Shell thickness curves for different grid nodes

2 結(jié)果分析與討論

2.1 電磁結(jié)果

為了驗(yàn)證模型的可靠性，采用LakeShore數(shù)字信號(hào)處理模式的特斯拉計(jì)測(cè)量了攪拌器的磁感應(yīng)強(qiáng)度. 圖4為電流I=500 A，頻率f=7 Hz箱式和輥式相鄰型同向攪拌器下鑄坯寬面中心線上的磁感應(yīng)強(qiáng)度計(jì)算值和測(cè)量值比對(duì)情況. 由圖可見，磁感應(yīng)強(qiáng)度的測(cè)量值與計(jì)算值高度吻合，說明所建立的電磁場(chǎng)模型準(zhǔn)確可靠.

圖4 磁感應(yīng)強(qiáng)度測(cè)量值與計(jì)算值對(duì)比. （a）箱式攪拌器；（b）輥式相鄰?fù)蛐蛿嚢杵鱂ig.4 Comparison of measured and calculated magnetic flux densities: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2

此外，圖5為箱式和輥式相鄰型同向攪拌器的電流-電壓關(guān)系伏安特性測(cè)量值和預(yù)測(cè)值以及電流-功率關(guān)系. 由圖5（a）可見，兩種攪拌器的電壓與電流都呈線性關(guān)系. 其中，電壓的實(shí)測(cè)值略低于預(yù)測(cè)值的主要原因應(yīng)該與測(cè)量導(dǎo)線具有一定的歐姆損耗有關(guān)，但總體誤差都不超過5%，從而進(jìn)一步驗(yàn)證電磁模型可靠性. 由圖5（b）可知，在額定功率和頻率為400 kW和7 Hz的情況下，箱式和輥式攪拌器的運(yùn)行電流分別為425 A和500 A，即在相同的電氣成本下，箱式攪拌器的電流比輥式的要小，從而可能導(dǎo)致其攪拌強(qiáng)度也低于輥式.

圖5 電磁攪拌的電氣參數(shù)關(guān)系曲線. （a）電流與電壓；（b）電流與功率Fig.5 Electrical parameters relationship for electromagnetic stirring: (a) current and voltage; (b) current and power

箱式和輥式電磁攪拌都是基于行波磁場(chǎng)特性用于板坯連鑄二冷區(qū)對(duì)凝固前沿鋼液實(shí)施強(qiáng)推力攪拌的常用設(shè)備，其電磁攪拌磁感應(yīng)強(qiáng)度分布特征如圖6所示. 由于攪拌器鐵芯為直線式以構(gòu)成磁感應(yīng)強(qiáng)度行波式運(yùn)動(dòng)，可見箱式電磁攪拌的磁感應(yīng)強(qiáng)度是從N極出發(fā)穿過鑄坯從S極返回到攪拌器鐵芯，無明顯對(duì)稱性；而輥式電磁攪拌為對(duì)輥式，在鑄坯內(nèi)外弧兩側(cè)對(duì)稱安裝，且兩側(cè)電磁輥的磁場(chǎng)極性相反，可見其磁感應(yīng)強(qiáng)度從N極出發(fā)直接穿透鑄坯達(dá)到對(duì)側(cè)的S極而形成閉合磁力線，從而導(dǎo)致磁感應(yīng)強(qiáng)度在鑄坯內(nèi)的分布呈集中對(duì)稱分布.

圖6 攪拌器鑄坯橫截面(XY面)上磁感應(yīng)強(qiáng)度分布特征. （a）箱式攪拌器；（b）輥式攪拌器Fig.6 Distributions of magnetic flux density on the cross section (XY plane) of the stirrer: (a) B-EMS; (b) R-EMS

圖7 為額定功率400 kW工況，不同類型攪拌器與攪拌形式下鑄坯表面的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布云圖，圖中B為磁感應(yīng)強(qiáng)度. 如前述，此時(shí)箱式和輥式攪拌的電流強(qiáng)度分別為425和500 A. 由圖可知，由于行波磁場(chǎng)電磁推力的方向特性，現(xiàn)有幾種攪拌器及其攪拌形式下在板坯中均表現(xiàn)有不同程度與特征的端部效應(yīng)[23]. 即，圖中A側(cè)（磁場(chǎng)起始側(cè)）磁感應(yīng)強(qiáng)度都小于B側(cè)（磁場(chǎng)推向側(cè)）. 結(jié)合圖6的磁力線分布可知，箱式攪拌下板坯內(nèi)外弧側(cè)磁感應(yīng)強(qiáng)度具有明顯的不對(duì)稱性，而輥式攪拌器下磁感應(yīng)強(qiáng)度對(duì)稱分布，其可能也有利于凝固組織的對(duì)稱性發(fā)展. 此外，不同形式的輥式攪拌器盡管電磁輥安裝間距有所差異，但其基本不影響磁場(chǎng)強(qiáng)度的大小，只影響磁場(chǎng)的作用區(qū)間. 輥式同向攪拌的上下同側(cè)兩對(duì)輥的磁場(chǎng)極性相同，導(dǎo)致了同側(cè)輥之間的板坯中心部位的磁場(chǎng)強(qiáng)度幾乎為0. 反向攪拌的上下同側(cè)兩對(duì)輥的磁場(chǎng)極性相反，則有少量磁力線上下穿透，造成了同側(cè)對(duì)輥間仍有一定量級(jí)的磁場(chǎng)強(qiáng)度.

圖7 板坯表面磁感應(yīng)強(qiáng)度分布. （a）箱式；（b）相鄰輥同向推力型；（c）間隔輥同向推力型；（d）間隔輥反向推力型Fig.7 Magnetic flux density distributions on the slab surface：（a）B-EMS；（b）R-EMS-2；（c）R-EMS-T；（d）R-EMS-F

圖8 為相同攪拌功率400 kW和頻率7 Hz情況下不同攪拌器的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布. 可見，鑄坯中心線沿拉坯方向上，箱式攪拌的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布區(qū)域大于輥式攪拌器. 攪拌器中心截面鑄坯寬面中心線上，三類輥式攪拌的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度都比箱式電磁攪拌的要大. 可見，雖然箱式攪拌的作用區(qū)間較為寬泛，但輥式攪拌整體的作用強(qiáng)度遠(yuǎn)大于箱式攪拌.

圖8 板坯內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度分布. （a）中心線上沿拉坯方向；（b）中心線上沿寬面方向Fig.8 Magnetic flux density distribution in slab: (a) on center line along the casting direction; (b) on center line along the wide face direction

2.2 凝固與流動(dòng)行為分析

電磁力是推動(dòng)鋼液沖刷凝固前沿的直接動(dòng)力，而并非磁感應(yīng)強(qiáng)度[24-26]. 上述不同攪拌形式下，考慮鋼液會(huì)受電磁推力的作用由起始側(cè)向推向側(cè)流動(dòng)，板坯二冷區(qū)內(nèi)推向側(cè)凝固前沿的鋼液速度分布如圖9所示. 可見，由于攪拌電磁推力的差異，不同攪拌器下沿拉坯方向板坯內(nèi)凝固前沿的鋼液最大沖刷速度分別為0.103、0.356、0.262和 0.275 m·s-1，并分別位于距彎月面的 3.58、3.77、3.653和3.653 m處. 可見，箱式攪拌器的電磁推力對(duì)坯殼前沿的最大沖刷強(qiáng)度遠(yuǎn)小于輥式攪拌器.由于間隔型的上對(duì)輥安裝位置高于相鄰型的上對(duì)輥，從而導(dǎo)致兩類間隔型攪拌器最大沖刷速度位置都略高于相鄰型. 流動(dòng)鋼液切向沖刷凝固前沿不僅會(huì)降低當(dāng)?shù)氐臏囟忍荻?，也可能造成柱狀晶一次和二次枝晶臂的折斷游離(Dendrite dissociation)，從而促進(jìn)凝固前沿等軸晶的產(chǎn)生與發(fā)展，這也正是高推力行波電磁攪拌抑制連鑄板坯柱狀晶發(fā)展的理論依據(jù). 以上計(jì)算結(jié)果表明，行波磁場(chǎng)輥式攪拌的沖刷形核能力遠(yuǎn)大于箱式攪拌.

圖9 不同攪拌方式下鑄坯窄面凝固前沿速度沿拉坯方向分布Fig.9 Washing velocity distributions of the strand along the casting direction under different stirring modes

圖10 為距離彎月面4 m（Z=4.0 m）處，不同攪拌方式下鑄坯橫截面內(nèi)液相分率及其流線圖. 由圖10（a）可見，箱式攪拌作用下鋼液主要從起始側(cè)流向推向側(cè)，但仍有部分還從鑄坯內(nèi)弧側(cè)流向外弧側(cè)，這種流動(dòng)形態(tài)與上述其磁力線方向一致. 而對(duì)于輥式電磁攪拌，不論是相鄰型還是間隔型，由于其對(duì)輥式對(duì)稱安裝，所作用的鋼液流動(dòng)形態(tài)均是以一側(cè)窄面向另一側(cè)窄面運(yùn)動(dòng)為主.

圖10 鑄坯橫截面(Z=4.0 m)內(nèi)液相分率分布與鋼液流線圖. （a）箱式；（b）相鄰輥同向推力型；（c）間隔輥同向推力型；（d）間隔輥反向推力型Fig.10 Distributions of the liquid fraction in the cross-section (Z = 4.0 m) of the slab and the molten steel streamline: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2; (c) REMS-T; (d) R-EMS-F

不同攪拌器作用下，鑄坯寬向中心面上鑄流方向溫度分布與鋼液流線如圖11所示. 可見，任何一種攪拌形式下鋼液在剛進(jìn)入到電磁推力作用區(qū)域時(shí)均有從起始側(cè)流向推向側(cè)的流動(dòng)形式，從而起到強(qiáng)化與凝固坯殼強(qiáng)制換熱和均勻鋼液溫度的效果. 由凝固理論可知，此時(shí)鋼液溫度越低也越有利于等軸晶形核或生長(zhǎng). 結(jié)合圖8（a）可知，箱式攪拌的作用區(qū)域較輥式電磁攪拌的大，其中心高溫鋼液與凝固坯殼進(jìn)行強(qiáng)制換熱，攪拌后鋼液溫降大、板坯中心出現(xiàn)低溫區(qū)的面積也相對(duì)較大（黃色云圖低溫區(qū)）.

圖11 板坯寬向中心面上鑄流方向溫度分布與鋼液流線圖. （a）箱式；（b）相鄰輥同向推力型；（c）間隔輥同向推力型；（d）間隔輥反向推力型Fig.11 Temperature distributions and molten steel streamlines in the casting direction on the widthwise center plane of the slab: (a) B-EMS; (b) R-EMS-2; (c) R-EMS-T; (d) R-EMS-F

圖12為不同攪拌形式下，鑄坯兩側(cè)窄面中心位置處坯殼厚度沿拉坯方向的變化. 4種攪拌形式下，其電磁力起始側(cè)計(jì)算域出口的凝固坯殼厚度分別為54.22、53.14、53.00和52.74 mm；而其電磁力推向側(cè)計(jì)算域出口坯殼厚度分別為52.41、51.19、52.23和52.70 mm. 可見，起始側(cè)坯殼厚度均比其推向側(cè)略大，差值分別為1.81、1.95、0.77和0.04 mm. 在行波磁場(chǎng)沿鑄坯寬向的電磁推力作用下，凝固前沿濃化鋼液及其脫落游離的枝晶被推向電磁力的另一側(cè)，從而導(dǎo)致該區(qū)域凝固生長(zhǎng)相對(duì)變緩、坯殼厚度也相對(duì)較薄. 同時(shí)可見，間隔型輥式反向攪拌下鑄坯兩窄面?zhèn)鹊呐鳉ぞ鶆蛐韵鄬?duì)較好.

圖12 鑄坯窄面中心坯殼厚度沿鑄流分布. （a）電磁推力起始側(cè)；（b）推向側(cè)Fig.12 Distributions of the thickness on the narrow-face center of the strand along the casting direction: (a) start side of electromagnetic force; (b) end side of electromagnetic force

2.3 生產(chǎn)試驗(yàn)

鐵素體不銹鋼導(dǎo)熱性好、凝固溫區(qū)窄且?guī)缀鯚o固態(tài)相變，鑄態(tài)組織柱狀晶發(fā)達(dá). 常規(guī)連鑄條件下不銹鋼板坯經(jīng)常出現(xiàn)內(nèi)外弧穿晶型全柱狀晶組織. 這種鑄態(tài)組織被認(rèn)為是其熱軋板在后續(xù)冷軋、深沖加工過程中因各向異性發(fā)生起皺或瓦楞狀缺陷的重要原因[2]. 實(shí)踐表明，若能將板坯等軸晶率提高到45%以上的門檻值，可基本消除這類板材深加工表面起皺問題[9,11]. 上述研究表明，板坯鑄流二冷區(qū)采用箱式電磁攪拌后，鑄坯中心鋼液溫降較大、后續(xù)低溫區(qū)鋼液面積也比輥式攪拌工況大，從而有助于等軸晶凝固. 而輥式電磁攪拌的電磁力對(duì)凝固前沿的沖刷速度卻大于箱式電磁攪拌，同樣也能促進(jìn)凝固前沿鋼液發(fā)生等軸晶凝固. 對(duì)比輥式電磁攪拌器二對(duì)輥并列安裝（圖2（b））和間隔安裝（圖 2（c）和 2（d））工況下的板坯凝固前沿流速及其鋼液溫降的影響，認(rèn)為圖11（c）和11（d）的間隔型輥式攪拌冶金效果均比圖11（b）所示的相鄰型輥式攪拌工況更顯著.

為了控制不銹鋼板坯鑄態(tài)組織，提高等軸晶率，綜合考慮以上所研究各類攪拌器的電氣成本與冶金作用效果，在本文研究的不銹鋼板坯鑄機(jī)上先后設(shè)計(jì)使用了箱式攪拌器和間隔型輥式反向攪拌器. 如表2所示，控制過熱度和拉速保持恒定，分別在攪拌器關(guān)閉、使用箱式攪拌器和間隔型輥式反向攪拌器時(shí)在對(duì)應(yīng)鑄坯上取30 mm厚的橫剖試樣，且從寬面方向?qū)⒃嚇臃譃?塊編號(hào)為No.1、No.2和No.3，使用車床將每種工作條件下的樣品No.1的橫截面加工到一定的光潔度，并使用銑床進(jìn)行拋光. 使用體積比為1∶1的工業(yè)鹽酸水溶液作為腐蝕劑，將表面處理過的樣品浸入酸性蝕刻劑中并在70 °C的水浴溫度下侵蝕20 min. 侵蝕后，立即用水沖洗表面并用高壓氣流吹干，獲得圖像，用紅色連續(xù)線標(biāo)記柱狀晶前沿，其包含的區(qū)域認(rèn)定為等軸晶區(qū)域，并通過Image-Pro Plus軟件記錄等軸晶比.

圖13為不同工況下澆鑄獲得的1Cr17（SUS430）鐵素體不銹鋼板坯鑄態(tài)組織形貌. 可見，與普通連鑄不使用電磁攪拌相比，2種攪拌形式下該不銹鋼板坯均獲得了較高的等軸晶率. 若按厚度方向的等軸晶比例統(tǒng)計(jì)，不難發(fā)現(xiàn)箱式電磁攪拌作用下獲得的中心等軸晶率相對(duì)較低，但也超過其門檻值、達(dá)到約50%，而輥式電磁攪拌等軸晶率高達(dá)67%，比箱式攪拌器還高17%. 此外，輥式攪拌下板坯橫截面等軸晶分布均勻，對(duì)稱性也較好，這顯然與其對(duì)稱安裝的攪拌輥及其電磁作用效果有關(guān). 這是因?yàn)閿嚢璐龠M(jìn)凝固前沿溫度分布均勻、降低溫度梯度有利于等軸晶生成，凝固前沿鋼液沖刷作用強(qiáng)也有助于枝晶熔斷和等軸晶形核率的提高. 輥式攪拌沖刷凝固前沿的作用遠(yuǎn)大于箱式攪拌，導(dǎo)致其等軸晶率可以得到進(jìn)一步提高.

圖13 鐵素體不銹鋼板坯鑄態(tài)組織形貌. （a）無攪拌；（b）箱式攪拌；（c）間隔輥反向推力型Fig.13 As-cast structure and morphology of the ferritic stainless-steel slab: (a)without EMS (b) under B-EMS (c) under R-EMS-F

3 結(jié)論

（1）行波磁場(chǎng)攪拌器因電磁推力的方向性特點(diǎn)在板坯二冷區(qū)攪拌過程中均表現(xiàn)有不同程度與特征的端部效應(yīng)；因磁路設(shè)計(jì)與安裝方式差異，輥后箱式攪拌器作用下板坯內(nèi)外弧側(cè)磁感應(yīng)強(qiáng)度具有明顯的不對(duì)稱性，輥式攪拌器下磁感應(yīng)強(qiáng)度呈對(duì)稱分布.

（2）箱式電磁攪拌的有效作用區(qū)域較輥式電磁攪拌大，鑄坯中心鋼液過熱耗散區(qū)域大；而輥式攪拌推動(dòng)鋼液沖刷凝固前沿形核作用則明顯大于箱式攪拌. 兩者均具有較好的抑制柱狀晶生長(zhǎng)、促進(jìn)凝固前沿等軸晶形核與發(fā)展的能力. 其中沿鑄流間隔布置的輥式反向攪拌器下鋼液沖刷速度相對(duì)較大、坯殼均勻性也相對(duì)較好.

（3）相同攪拌功率和頻率（400 kW，7 Hz）下，箱式和輥式攪拌器的運(yùn)行電流分別為425和500 A，均可以提高不銹鋼板坯等軸晶率至45%的門檻值以上. 其中，箱式電磁攪拌作用下板坯等軸晶率約為50%，而間隔布置的輥式反向攪拌器作用下可以獲得67%的鑄坯斷面等軸晶率. 從而均有望通過這種行波磁場(chǎng)鑄流攪拌更好地消除鐵素體不銹鋼常見的加工表面皺折缺陷.