板坯連鑄異鋼種連澆混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型的開(kāi)發(fā)及應(yīng)用

安航航，焦樹(shù)強(qiáng)，孫彥輝，劉崇林，宋思程

1) 北京科技大學(xué)鋼鐵共性技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100083 2) 北京科技大學(xué)鋼鐵冶金新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083 3) 廣西柳州鋼鐵集團(tuán)有限公司，柳州 545002

針對(duì)日益競(jìng)爭(zhēng)激烈的鋼鐵市場(chǎng)，企業(yè)用戶(hù)合同呈現(xiàn)小批量、多品種和多規(guī)格等特點(diǎn)，工序生產(chǎn)中集批和交叉增加. 連鑄異鋼種混澆技術(shù)可以很好地滿足以上需求，在保證生產(chǎn)連續(xù)性和穩(wěn)定的同時(shí)，顯著提高生產(chǎn)效率并降低成本，有效增強(qiáng)市場(chǎng)的競(jìng)爭(zhēng)力，為企業(yè)創(chuàng)造可觀的經(jīng)濟(jì)效益，目前已成為大多數(shù)鋼鐵企業(yè)的重要選擇[1-3]. 同一澆次連鑄機(jī)中間包上進(jìn)行不同鋼種的多爐連澆，由于鋼種成分的差異，不可避免產(chǎn)生混澆坯. 另外與正常鑄坯相比，潔凈度有較大的差異，如若無(wú)法精確判定混交坯，對(duì)后續(xù)軋材的性能會(huì)帶來(lái)較大的影響[4-8].對(duì)企業(yè)而言，要求最大程度縮短混澆時(shí)間且減少判廢的混澆坯長(zhǎng)度. 為了優(yōu)化混澆工藝以使混澆坯長(zhǎng)度最小，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同連鑄工況下異鋼種連澆過(guò)程混澆坯的起始位置及成分變化等參數(shù)具有十分重要的意義[9-10].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究. 常用的方法是結(jié)合水模型與數(shù)值模擬進(jìn)行異鋼種混澆過(guò)程的試驗(yàn)，或者開(kāi)展工業(yè)試驗(yàn)，采用回歸或者差值方法建立混澆坯預(yù)測(cè)模型，預(yù)測(cè)混澆坯長(zhǎng)度及成分變化[11-20]. 另外考慮中間包內(nèi)鋼液的混合及拉速的影響，建立三維瞬態(tài)數(shù)值模擬模型[21]. Huang和Thomas[22]通過(guò)建立異鋼種連鑄混澆過(guò)程結(jié)晶器及鑄流上鋼液三維湍流及一維混合的數(shù)學(xué)模型，研究異鋼種混澆過(guò)程混澆坯成分的變化規(guī)律，模型考慮到根據(jù)不同中間包及鑄流狀況定義的8個(gè)重要參數(shù)，可適應(yīng)不同的連鑄機(jī)，但為了調(diào)整8個(gè)重要參數(shù)需進(jìn)行大量的試驗(yàn)；在Huang和Thomas研究的基礎(chǔ)上，Cho和Kim[23]考慮異鋼種連澆過(guò)程中間包及鑄流內(nèi)鋼液的混合，建立了可以預(yù)測(cè)不同鑄機(jī)異鋼種混澆過(guò)程的實(shí)用模型. 國(guó)內(nèi)研究者將中間包及鑄流內(nèi)鋼液的混合過(guò)程描述為分段線性模型，預(yù)測(cè)異鋼種混澆過(guò)程中的混澆坯成分變化[24-25]，基于純數(shù)學(xué)方法的分段線性模型具有很廣的適應(yīng)性，可以描述任何可能的混合變化過(guò)程，但由于模型自身不存在任何物理意義，無(wú)法適應(yīng)不同的鑄機(jī).

針對(duì)目前連鑄異鋼種連澆過(guò)程混澆模型對(duì)混澆起始位置及混澆坯長(zhǎng)度精確預(yù)測(cè)以及模型適應(yīng)性較差的情況，本文以單流板坯連鑄機(jī)異鋼種混澆過(guò)程為研究對(duì)象，建立連鑄異鋼種連澆中間包及結(jié)晶器內(nèi)鋼液混合過(guò)程的物理模型；基于物理模型開(kāi)發(fā)了板坯連鑄異鋼種連澆過(guò)程混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型. 對(duì)于國(guó)內(nèi)某鋼廠單流板坯連鑄機(jī)220 mm×1560 mm斷面Q235和Q335Ti鋼的混澆過(guò)程，開(kāi)展中間包及結(jié)晶器相關(guān)的水模型試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬確定混澆模型的關(guān)鍵參數(shù)；通過(guò)工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行混澆試驗(yàn)，對(duì)混澆定尺鑄坯取樣分析典型元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)，與混澆模型計(jì)算預(yù)測(cè)的元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證模型預(yù)測(cè)成分的準(zhǔn)確性. 通過(guò)驗(yàn)證的混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型可準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)混澆坯長(zhǎng)度以及成分變化，并判斷混澆坯和正常坯的交接位置. 由于模型具有明顯的物理意義，可更準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)混澆坯的起始位置、終止位置以及成分變化，精確地判斷混澆坯和正常坯的交接位置. 基于驗(yàn)證的模型重點(diǎn)研究了單流板坯連鑄異鋼種連澆過(guò)程中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量及拉速對(duì)混澆坯長(zhǎng)度以及成分變化的影響規(guī)律，為優(yōu)化連鑄過(guò)程異鋼種混澆的工藝以減少混澆坯長(zhǎng)度提出切實(shí)有效的措施.

1 混澆模型建立

1.1 模型描述

異鋼種連澆過(guò)程需更換鋼包，在拉速的作用下“新鋼液”從鋼包流出進(jìn)入中間包內(nèi)與“舊鋼液”進(jìn)行混合，同時(shí)中間包內(nèi)鋼液的質(zhì)量隨著時(shí)間發(fā)生變化. 圖1為建立的異鋼種連澆過(guò)程中間包內(nèi)及鑄流上鋼液流動(dòng)混合的物理模型. 由圖可知，當(dāng)裝有“新鋼液”的鋼包開(kāi)澆后，進(jìn)入中間包內(nèi)與“舊鋼液”開(kāi)始混合，中間包內(nèi)鋼液的混合行為依賴(lài)中間包內(nèi)的控流裝置、連鑄工況條件如從大包流入中間包的鋼液流量以及從中間包流出進(jìn)入結(jié)晶器的鋼液流量，以及中間包內(nèi)剩余鋼液的質(zhì)量. “新鋼液”與“舊鋼液”混合后離開(kāi)中間包后進(jìn)入結(jié)晶器內(nèi)，在結(jié)晶器內(nèi)忽略凝固坯殼內(nèi)以及彎月面下鑄流整個(gè)表面各元素的擴(kuò)散，同時(shí)鋼液在遠(yuǎn)離彎月面下的液相穴內(nèi)由于湍流的作用進(jìn)行混合.

圖1 在中間包內(nèi)及鑄流上鋼液流動(dòng)混合的物理模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the fluid flow and mixing process in the tundish and strand

基于以上的背景，假設(shè)從中間包出口進(jìn)入結(jié)晶器內(nèi)混合后鋼液在結(jié)晶器內(nèi)鑄流上的液相穴內(nèi)完全混合且均勻凝固. 因此定義中間包內(nèi)不同時(shí)刻鋼液的平均混合率計(jì)算公式如式（1）所示.

式中：i為第i流；n為流數(shù)；t為換鋼種開(kāi)始后的跟蹤時(shí)間，為上一時(shí)刻標(biāo)識(shí)，s；Δt為跟蹤時(shí)間間隔，s;t+Δt為當(dāng)前時(shí)刻標(biāo)識(shí)，s；V0為換鋼種開(kāi)始時(shí)刻中包內(nèi)“舊鋼種”鋼液的容量, m3；MR為中間包內(nèi)混合鋼液的平均混合率，定義為中間包內(nèi)新鋼種鋼液占總鋼液的體積或者質(zhì)量比；MRi為進(jìn)入鑄流瞬間第i流混合率，定義為從浸入式水口流入結(jié)晶器的新鋼種鋼液占體積或者質(zhì)量比；Q為從大包流入中包的流量，m3?h?1；qi為第i流通過(guò)結(jié)晶器浸入式水口從中間包流入鑄流的鋼液流量，m3?h?1.

由式（1）可推出：若V0越大，換鋼種變化越慢，即換鋼種時(shí)間越長(zhǎng)；若Q大于各流qi之和，則中間包內(nèi)鋼液逐漸增多，MR越大，變化越慢；若Q小于各流qi之和，則中間包內(nèi)鋼液逐漸減少，變化越快；若Q為零，存在兩種狀況，第一種未開(kāi)始換鋼種，第二種大包長(zhǎng)水口斷流，中間包內(nèi)鋼液為凈流出，液面下降. 以上推出的結(jié)論完全符合基本實(shí)際情況的規(guī)律.

異鋼種連澆過(guò)程換鋼種是一個(gè)時(shí)間從t=0到t→∞的過(guò)程，即為MRi從0到1的變化過(guò)程，基于定義的中間包內(nèi)鋼液的平均混合率模型，則在換鋼種過(guò)程鑄流內(nèi)混合率的跟蹤可描述為式（2）與式（3）：

式中，ti為滯留時(shí)間，即換鋼種開(kāi)始新鋼種進(jìn)入中間包到有新鋼種剛進(jìn)入第i流的時(shí)間，由中間包內(nèi)鋼液的流場(chǎng)以及浸入式水口所在位置決定，s；MRi,t+Δt為t+Δt時(shí)刻第i流鑄流的混合率；MRi,t為t時(shí)刻從中間包進(jìn)入鑄流瞬間第i流鋼液的混合率；εi為第i流的滯后系數(shù)，εi,1和εi,2由各流結(jié)晶器浸入式水口的位置決定，εi,1和εi,2之和取值范圍為0～1，滯后系數(shù)的物理意義為其值越大，則相應(yīng)的混合率變化越大，物理意義為值越大，則隨相應(yīng)的混合率變化越大.

混澆坯沿拉坯方向不同位置鑄坯的元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)可根據(jù)式（4）計(jì)算. 其中C0為混澆前一個(gè)爐次鋼種（舊鋼種）元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，Cn為混澆開(kāi)始后一個(gè)爐次鋼種（新鋼種）元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù). 根據(jù)模型計(jì)算的混合率及新舊鋼種混澆過(guò)程爐次元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，可計(jì)算出混澆坯沿拉坯方向不同位置處元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù).

1.2 模型參數(shù)確定

為保證以上建立的混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型具有實(shí)際的物理意義，需要確定模型相關(guān)的關(guān)鍵參數(shù)，主要采用水模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬來(lái)確定.以單流板坯連鑄機(jī)異鋼種混澆過(guò)程為研究對(duì)象，根據(jù)正交式水模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬獲取中間包內(nèi)混澆過(guò)程鋼液的平均停留時(shí)間與中間包內(nèi)不同鋼液體積的關(guān)系、混澆開(kāi)始時(shí)刻中間包內(nèi)剩余鋼液體積與中間包內(nèi)鋼液凈重的關(guān)系，結(jié)晶器內(nèi)鋼液混合過(guò)程鑄坯斷面寬度、厚度和拉速與沖擊深度的關(guān)系及各流的滯后系數(shù). 圖2為異鋼種連澆過(guò)程模擬混澆的水模型試驗(yàn)裝置. 圖3為采用ANSYSFluent軟件建立的異鋼種連澆中間包內(nèi)鋼液混合過(guò)程的數(shù)值模擬. 圖4為采用ANSYS-Fluent軟件建立的異鋼種連澆過(guò)程結(jié)晶器內(nèi)鋼液混合過(guò)程流動(dòng)的數(shù)值模擬.

圖2 異鋼種連澆過(guò)程模擬混澆的水模型試驗(yàn)裝置Fig.2 Water model test device of mixing process simulation during continuous casting grade transition

圖3 異鋼種連澆過(guò)程中間包內(nèi)鋼液混合過(guò)程流動(dòng)的數(shù)值模擬. （a）中間包結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分；（b）模擬計(jì)算的鋼液混合過(guò)程流線圖Fig.3 Numerical simulation of the mixing process in the tundish during continuous casting grade transition: (a) meshing of tundish structure; (b)streamline diagram during the mixing process in the tundish using numerical simulation

圖4 異鋼種連澆過(guò)程結(jié)晶器內(nèi)鋼液混合過(guò)程流動(dòng)的數(shù)值模擬. （a）結(jié)晶器內(nèi)鋼液速度云圖；（b）結(jié)晶器內(nèi)鋼液流線圖Fig.4 Numerical simulation of the mixing process in the mold during continuous casting grade transition: (a) velocity nephogram of flow in the mold;(b) streamline diagram during the mixing process in the mold using numerical simulation

1.3 模型計(jì)算流程

應(yīng)用以上建立的混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型計(jì)算中間包內(nèi)鋼液的平均混合率以及鑄流上不同位置鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率，其主要步驟如下：針對(duì)板坯異鋼種連澆過(guò)程的混澆，根據(jù)正交式水模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬獲取中間包內(nèi)混澆過(guò)程鋼液的平均停留時(shí)間與中間包內(nèi)不同鋼液體積的關(guān)系、混澆開(kāi)始時(shí)刻中間包內(nèi)剩余鋼液體積與中間包內(nèi)鋼液凈重的關(guān)系、結(jié)晶器內(nèi)混澆過(guò)程鑄坯不同斷面下拉速與沖擊深度的關(guān)系及各流的滯后系數(shù)，構(gòu)建混合率的計(jì)算模型，通過(guò)模型計(jì)算不同時(shí)刻中間包內(nèi)鋼液的平均混合率及鑄流上的混合率，根據(jù)定義的不同鋼種混澆開(kāi)始混合率和結(jié)束混合率標(biāo)準(zhǔn)可進(jìn)一步計(jì)算混澆坯的起始及結(jié)束位置，確定混澆坯長(zhǎng)度；結(jié)合不同鋼種的鋼包內(nèi)鋼液的實(shí)際成分，可計(jì)算混澆坯上不同位置元素質(zhì)量分?jǐn)?shù).

2 混澆模型驗(yàn)證

2.1 模型參數(shù)確定

國(guó)內(nèi)某廠單流板坯連鑄機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示.

表1 連鑄機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)Table 1 Key technical parameters of a slab caster

混澆鋼種為 Q235以及Q335Ti，根據(jù)建立的異鋼種混澆過(guò)程水模型模擬試驗(yàn)裝置，設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，文獻(xiàn)[26]進(jìn)行水模擬試驗(yàn)；文獻(xiàn)[27]進(jìn)行異鋼種混澆過(guò)程中間包及結(jié)晶器內(nèi)流動(dòng)的數(shù)值模擬.

通過(guò)數(shù)據(jù)擬合可獲得中間包內(nèi)各流鋼液的平均停留時(shí)間ta與其內(nèi)不同鋼液體積V的函數(shù)關(guān)系，以及混澆開(kāi)始時(shí)刻中間包內(nèi)剩余鋼液體積V0與中間包內(nèi)鋼液凈重W的函數(shù)關(guān)系，如式（5）和（6）.

式中：ta為中間包內(nèi)各流鋼液的平均停留時(shí)間，s；V為中間包內(nèi)不同的鋼液體積，m3；V0為混澆開(kāi)始時(shí)刻中間包內(nèi)剩余鋼液體積，m3；W為中間包內(nèi)鋼液的凈重，t.

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，通過(guò)數(shù)據(jù)擬合獲得拉速v與結(jié)晶器內(nèi)鋼液的沖擊深度D的關(guān)系如式（7）. 確定鑄流的滯后系數(shù)，εi,1和εi,2分別為0.9和0.1.

式中：D為結(jié)晶器內(nèi)鋼液的沖擊深度，m.

2.2 模型驗(yàn)證

鑄坯斷面為220 mm×1560 mm，混澆鋼種為Q235以及Q335Ti. 上一個(gè)澆次最后一爐Q235進(jìn)行澆注，澆注時(shí)間約為35 min，澆注過(guò)程中間包內(nèi)鋼液凈重平均值約為32 t；下一個(gè)澆次第一爐Q335Ti進(jìn)行澆注，澆注時(shí)間約為37 min，澆注過(guò)程中間包內(nèi)鋼液凈重平均值約為32 t；混澆過(guò)程中兩爐鋼種中間包的液位基本保持不變，拉速保持恒定約為1.25 m?min?1. 混澆結(jié)束后人工在劃定的混澆定尺鑄坯頭部與尾部的角部取樣進(jìn)行光譜分析成分.表2為混澆鋼種鋼包內(nèi)鋼液的成分. 結(jié)合式（5）～（7）獲得的混澆過(guò)程模型的關(guān)鍵參數(shù)，其中中間包內(nèi)剩余鋼液體積為2.6 m3，中間包內(nèi)鋼液滯留時(shí)間為88 s，結(jié)晶器內(nèi)鋼液的沖擊深度為0.5 m，將其代入式（1）與式（3），可獲得換鋼種過(guò)程不同時(shí)刻中間包內(nèi)鋼液的平均混合率以及鑄流上不同位置鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率.

表2 混澆鋼種及其鋼包內(nèi)的成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 2 Element composition in ladle during continuous casting grade transitio %

嚴(yán)格來(lái)說(shuō)混澆坯起始位置處鑄流混合率為0，結(jié)束位置處為1. 實(shí)際異鋼種混澆過(guò)程中，并不是只有完全是“舊鋼種”或者完全是“新鋼種”才為合格鑄坯，混澆坯中成分接近“舊鋼種”的可以判定為“舊鋼種”鑄坯，同樣接近“新鋼種”的可以判定為“新鋼種”鑄坯，都不接近的為混澆坯，需特殊處理，故需通過(guò)定義開(kāi)始混合率和結(jié)束混合率標(biāo)準(zhǔn)來(lái)區(qū)分混澆坯. 對(duì)于Q235與Q335Ti鋼進(jìn)行異鋼種連澆時(shí)，判定混澆坯的混合率標(biāo)準(zhǔn)為：開(kāi)始混合率為0.17，結(jié)束混合率為0.83[28].

圖5為混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型計(jì)算的Q235以及Q335Ti鋼混澆過(guò)程不同時(shí)刻中間包內(nèi)鋼液的平均混合率以及鑄流的混合率. 由圖可知，同一時(shí)刻，鑄流的混合率都低于中間包內(nèi)鋼液的平均混合率，因?yàn)槟Ｐ瓦x取的參數(shù)其中中間包鋼液平均混合率的滯后系數(shù)小，即所占的比重小. 圖6為鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率. 由圖可知，混澆坯開(kāi)始位置為混澆開(kāi)始111 s時(shí)對(duì)應(yīng)鑄流上的澆注長(zhǎng)度，混澆坯結(jié)束位置為混澆進(jìn)行到790 s時(shí)對(duì)應(yīng)鑄流上的澆注長(zhǎng)度，故鑄流上混澆坯的長(zhǎng)度約為14.7 m，與現(xiàn)場(chǎng)人工判定的基本一致.

圖5 模型計(jì)算的混澆過(guò)程不同時(shí)刻中間包內(nèi)鋼液的平均混合率以及鑄流混合率Fig.5 Mixing rate at different times in the tundish and strand during continuous casting grade transition using a mixing prediction model

圖6 模型計(jì)算的不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的鑄流混合率Fig.6 Mixing rate at different casting lengths in the strand during continuous casting grade transition using a mixing prediction model

結(jié)合模型計(jì)算的鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率，根據(jù)混澆坯不同位置元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)計(jì)算公式（4），計(jì)算得混澆坯沿拉坯方向不同位置鑄坯主要元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布如圖7所示. 由圖可知，混合過(guò)程各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律基本一致. 圖8為混澆坯預(yù)測(cè)模型計(jì)算的混澆坯上C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)與鑄坯實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比，由圖可知，混澆坯預(yù)測(cè)模型計(jì)算的混澆坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)與實(shí)測(cè)鑄坯檢測(cè)的誤差在5%以?xún)?nèi).

圖7 混澆模型計(jì)算的混澆坯不同位置各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化Fig.7 Mass fraction of elements in intermixed slab during continuous casting grade transition using a mixing prediction model

圖8 模型計(jì)算的混澆坯不同位置C質(zhì)量分?jǐn)?shù)與實(shí)際鑄坯測(cè)量結(jié)果的對(duì)比Fig.8 Comparison of C content between mixing prediction model calculation and actual measurement

現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用結(jié)果顯示，混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型計(jì)算的與采用鑄坯取樣檢測(cè)獲得的混澆坯長(zhǎng)度偏差小于5%，混澆坯成分取樣與模型預(yù)測(cè)的成分偏差小于5%，充分說(shuō)明了本文建立的混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型的精確性.

3 結(jié)果討論

基于以上建立的異鋼種連澆過(guò)程混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型及混澆坯成分計(jì)算公式，針對(duì)220 mm×1560 mm斷面板坯連鑄Q235以及Q335Ti鋼的混澆過(guò)程，分別研究了中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量及拉速對(duì)混澆坯長(zhǎng)度和鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化規(guī)律的影響.

3.1 中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量對(duì)混澆坯長(zhǎng)度及鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯元素含量變化的影響規(guī)律

圖9為模型計(jì)算的拉速為1.2 m?min?1時(shí)，中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量分別為15、20、25和30 t時(shí)不同澆注長(zhǎng)度鑄坯沿拉坯方向?qū)?yīng)的混合率. 根據(jù)定義的混澆坯混合率標(biāo)準(zhǔn)：初始混合率為0.17以及結(jié)束混合率為0.83. 由圖可知，不同中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量對(duì)應(yīng)的混澆坯長(zhǎng)度依次為8.96、12.08、14.82和17.74 m. 當(dāng)拉速保持不變時(shí)，中間包內(nèi)剩余鋼液越多，混澆坯越長(zhǎng). 因此要獲得較少的混澆坯，要求異鋼種混澆時(shí)，中間包內(nèi)降低液位保證較少的剩余鋼液.

圖9 模型計(jì)算的拉速為 1.2 m?min?1時(shí)不同中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量下不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率. （a）15 t；（b）20 t；（c）25 t；（d）30 tFig.9 Mixing rate in the corresponding slab of different casting lengths with a casting speed of 1.2 m?min?1 under different masss of residual molten steel in the tundish: (a) 15 t; (b) 20 t; (c) 25 t; (d) 30 t

圖10為模型計(jì)算的不同中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量時(shí)不同鑄坯澆注長(zhǎng)度沿拉坯方向C元素成分變化. 結(jié)合定義的混澆坯混合率標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)于Q235與Q355Ti鋼混澆，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.1634%～0.1765%時(shí)對(duì)應(yīng)的混澆坯不屬于任意鋼種. C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.16%～0.1634%的鑄坯判定為Q235鋼，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.1765%～0.18%的鑄坯判定為Q355Ti鋼. 由圖可知，混澆過(guò)程由于Q235先進(jìn)行澆注，Q355Ti后進(jìn)行澆注. 隨著澆注的進(jìn)行，鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%. 隨著中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量的增加，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%的速率減慢.

3.2 拉速對(duì)混澆坯長(zhǎng)度及鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯元素含量變化的影響規(guī)律

圖11為混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型計(jì)算的中間包內(nèi)剩余鋼液為25 t時(shí)，拉速分別為1.1、1.2、1.3和1.4 m?min?1時(shí)不同澆注長(zhǎng)度鑄坯沿拉坯方向?qū)?yīng)的混合率. 根據(jù)定義的混澆坯混合率標(biāo)準(zhǔn)：初始混合率為0.17以及結(jié)束混合率為0.83. 由圖可知，不同拉速下對(duì)應(yīng)的混澆坯長(zhǎng)度依次為15.09、14.82、14.56和14.26 m. 當(dāng)中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量保持不變時(shí)，拉速越大，混澆坯越短. 因此要求異鋼種混澆時(shí)，可以適當(dāng)提高拉速. 對(duì)比圖10和12，相比拉速變化，中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量對(duì)混澆坯長(zhǎng)度的影響更大.

圖11 模型計(jì)算的中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量為 25 t時(shí)不同拉速下鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率. （a）1.1 m?min?1；（b）1.2 m?min?1；（c）1.3 m?min?1；（d）1.4 m?min?1Fig.11 Mixing rate in the corresponding slab of different casting lengths with 25 t mass of residual molten steel in tundish under different casting speeds:(a) 1.1 m?min?1; (b) 1.2 m?min?1; (c) 1.3 m?min?1; (d) 1.4 m?min?1

圖12為混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型計(jì)算的不同拉速時(shí)不同澆注長(zhǎng)度鑄坯沿拉坯方向C元素成分的變化. 結(jié)合定義的混澆坯混合率標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)于Q235與Q355Ti混合，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.1634%～0.1765%時(shí)對(duì)應(yīng)的混澆坯不屬于兩個(gè)鋼種的任意一個(gè)；C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.16%～0.1634%的鑄坯判定為Q235鋼，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.1765%～0.18%的鑄坯判定為Q355Ti鋼. 由圖可知，混澆過(guò)程由于Q235先進(jìn)行澆注，Q355Ti后進(jìn)行澆注. 隨著澆注的進(jìn)行，鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%. 隨著拉速的增加，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%的速率增加.

圖12 模型計(jì)算的中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量為25 t時(shí)不同拉速下鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化. （a）1.1 m?min?1；（b）1.2 m?min?1；（c）1.3 m?min?1；（d）1.4 m?min?1Fig.12 Carbon element composition change in the corresponding slab of different casting lengths with 25 t mass of residual molten steel in the tundish under different casting speeds: (a) 1.1 m?min?1; (b) 1.2 m?min?1; (c) 1.3 m?min?1; (d) 1.4 m?min?1

4 結(jié)論

（1）基于建立的連鑄中間包及結(jié)晶器內(nèi)鋼液混合過(guò)程的物理模型，開(kāi)發(fā)了板坯連鑄異鋼種連澆過(guò)程混澆坯長(zhǎng)度及成分變化模型，采用水模型試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬確定模型的關(guān)鍵參數(shù)；通過(guò)鑄坯取成分試樣證明了建立的模型可用來(lái)跟蹤不同工況下中間包內(nèi)及鑄流上鋼液的混合行為，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)混澆坯的長(zhǎng)度以及成分變化規(guī)律.

（2）針對(duì)220 mm×1560 mm斷面單流板坯連鑄Q235以及Q335Ti鋼的混澆過(guò)程，計(jì)算了中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量及拉速下不同澆注長(zhǎng)度鑄坯對(duì)應(yīng)的混合率. 發(fā)現(xiàn)當(dāng)拉速保持不變時(shí)，中間包內(nèi)剩余鋼液越多，混澆坯越長(zhǎng)；當(dāng)中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量保持不變時(shí)，拉速越大混澆坯越短. 相比而言，中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量比拉速變化對(duì)混澆坯長(zhǎng)度的影響更大.

（3）針對(duì)220 mm×1560 mm斷面單流板坯連鑄Q235以及Q335Ti鋼的混澆過(guò)程，計(jì)算了不同中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量及拉速下鑄流上不同澆注長(zhǎng)度鑄坯C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化. 發(fā)現(xiàn)拉速保持不變時(shí)，隨著中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量的增加，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%的速率減慢；當(dāng)中間包內(nèi)剩余鋼液質(zhì)量保持不變時(shí)，隨著拉速的增加，C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.16%變化到0.18%的速率增加.

（4）在異鋼種連澆過(guò)程，為了最大程度減少混澆坯，可采用優(yōu)先降低中間包液位的同時(shí)適當(dāng)提高拉速的策略.