CN101695747B - 一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种钢铁生产中的大方坯连铸轻压下工艺，特别是涉及一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，所述压下区间根据沿拉坯方向的铸坯各断面的中心固相率确定，所述压下区间的上限对应铸坯断面中心固相率小于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最大值f_s，Max ^opt，所述f_s，i ^opt为溶质元素i的最小 _i所对应的铸坯断面处的中心固相率，所述 _i为铸坯各断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质偏析指数，进一步的，所述压下区间的下限对应铸坯断面中心固相率大于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最小值f_s，Min ^opt。本发明确定的压下区间能有效改善中心偏析并同时兼顾空穴、疏松、裂纹改善、应用效果稳定，适用于大方坯连铸生产。

Description

一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法

技术领域

本发明涉及一种钢铁生产中的大方坯连铸轻压下工艺，特别是涉及一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法。

背景技术

通常，铸坯横断面尺寸大于200mm×200mm的方坯称为大方坯。在铸坯的凝固过程中，钢液的选分结晶特性不可避免地导致了晶间液相区溶质元素的富集，如C、S、P等。同时，坯壳的不断生长又使得富集溶质元素的钢液不断向铸坯中心附近移动；在铸坯凝固末端中心部位的钢液富含溶质元素，且流动性降低，在铸坯凝固末期，中心部位钢液逐渐向固体转变，使体积收缩而产生真空空穴。这些空穴具有负压，周围富集溶质元素的钢液被吸入空穴中，凝固后形成中心偏析。没有来得及得到钢液补充的空穴凝固后就形成中心疏松。中心偏析和疏松会严重影响钢材的性能，引起一系列质量问题：对于高碳线材，中心疏松和偏析将导致拉拔性能降低，拉断率增大；对于天然气输送管线钢，氢扩散到偏析、疏松处，产生裂纹并扩展，最终导致管子破裂；对于海洋钻探、平台用的结构钢，中心疏松、偏析降低其焊接性能，不宜焊接，甚至开裂等。中心偏析和疏松最早形成于连铸过程中，所以如何从源头上消除中心偏析和疏松一直是研究者和生产者关注的重要内容。

铸坯动态轻压下技术就是其中行之有效的手段，其通过在连铸坯液芯末端附近施加压力产生一定的压下量来补偿铸坯的凝固收缩量，达到消除中心偏析和疏松的目的。动态轻压下的主要工艺参数为压下区间、压下量和压下速率。只有确定合理的压下参数才能达到消除或减少铸坯中心偏析与疏松的目标，否则铸坯质量将更加恶化。就压下区间的选择而言，如果压下区间靠前的话，起不到消除中心疏松的作用，反而迫使钢液向上流动，引起铸坯鼓肚；如果压下区间靠后的话，虽然能部分消除中心偏析和疏松，但是还会引起中心线偏析和中心裂纹，反而恶化了铸坯内部质量，因此轻压下区间的选择对铸坯质量至关重要。

但传统的轻压下是基于压下量来补偿铸坯的凝固收缩量，主要针对铸坯中心空穴、疏松、裂纹的改善，但没有深入分析轻压下对溶质元素偏析的影响，无法提出同时满足改善中心偏析和空穴、疏松、裂纹的最佳压下区间。压下区间一般根据沿拉坯方向的铸坯各断面的中心固相率确定，并认为压下区间的起始位置应该位于两相区钢液开始受到枝晶阻力而不能自由流动处；终止位置位于两相区枝晶交织成网状使得残留钢液封闭在枝晶之间而得不到附近钢液的补充处，上述理论主要基于钢液流动性对压下区间合理性进行判断，即根据两相区枝晶间残留钢液能否自由流动补偿铸坯的凝固收缩量确定压下区间。同时，现有理论没有针对不同钢种和铸坯断面进行具体的研究，压下区间范围宽泛，随机性较大，应用效果不稳定。在实际生产中，针对具体钢种、铸机设备，需要通过大量现场试验来确定的压下区间。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种能有效改善中心偏析并同时兼顾空穴、疏松、裂纹改善、应用效果稳定的大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法。

本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，所述压下区间根据沿拉坯方向的铸坯各断面的中心固相率确定，所述压下区间的上限对应铸坯断面中心固相率小于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最大值f_s，Max ^opt，所述f_s，i ^opt为溶质元素i的最小f_s，Min ^opt所对应的铸坯断面处的中心固相率；所述K_i为铸坯各断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质偏析指数，铸坯各断面处的K_i分别通过如下方法确定，

${\stackrel{\‾}{K}}_i=\frac{\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}}{C_{l,i}^0},$

其中，C_l，i ⁰为溶质元素在钢液中的初始浓度、C_out，i为对应断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的C_out，i分别通过如下方法确定，

$\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}=\frac{f_s\stackrel{\‾}{C_{s,i}}+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)\stackrel{\‾}{C_{l,i}}}{f_s+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)}$

其中，ε为对应断面处实施轻压下后的溶质排出率、f_s为对应断面处的中心固相率、C_s，i和C_l，i分别为对应断面处固相、液相中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的溶质排出率ε通过如下方法确定，

$\mathrm{\ϵ}=\frac{\mathrm{\ηW\ΔHL}}{(1-f_s)V}$

其中，η为压下效率、W为铸坯宽度、ΔH为压下量、L为对应断面处实施轻压下后沿铸坯拉坯方向压下的长度、V为对应断面处两相区的总体积。

进一步的，所述压下区间的下限对应铸坯断面中心固相率大于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最小值f_s，Min ^opt。

本发明的有益效果是：本发明根据具体的工艺条件，包括：铸机尺寸、浇铸工艺、冷却工艺等，通过分析沿拉坯方向中心固相率0～1.0范围内铸坯各断面处实施单辊轻压下后两相区中溶质元素浓度的变化，即C_out，i与溶质元素i在钢液中的初始浓度C_l，i ⁰比较，确定各断面处实施压下后两相区中溶质元素i的偏析情况，即根据K_i的情况确定压下区间，能够有效改善铸坯中心偏析；压下量能够补偿铸坯的凝固收缩量，因此同时兼顾了空穴、疏松、裂纹的改善；确定过程引入了工艺条件、钢种物性，能够针对具体钢种、铸机设备快速确定、优化压下区间，应用效果稳定，减少了工业生产中开发不同钢种压下工艺参数的试验次数，通用性强，大大降低了试验成本，缩短了开发周期，提高了经济效益。

进一步的，轻压下的压下量由位于压下区间内的各辊子分配，在压下区间外的各辊子压下量为零。通过在压下区间内实施多辊连续压下，兼顾不同偏析元素对应的最佳压下位置，同时防止单辊压下量过大造成铸坯变形应力过大产生的内裂纹，达到理想的轻压下效果。

附图说明

图1是YQ450NQR1钢f_s与K_i的关系图；

图2是37Mn2钢f_s与K_i的关系图；

图3是铸坯断面碳偏析指数取样点示意图；

图4是YQ450NQR1钢各取样点碳偏析指数对比图；

图5是37Mn2钢各取样点碳偏析指数对比图。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明进一步说明。

本发明的大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，具体步骤如下：

1)铸坯凝固过程理论分析

根据目前现有的连铸过程的工艺、铸坯成型等理论，对铸坯凝固过程进行理论分析。

2)铸坯各断面处的参数计算

沿铸坯的拉坯方向通过有限体积法将铸坯划分为各个断面，本计算针对铸坯各断面通过有限体积法离散化，划分为控制单元，并通过连铸过程的工艺条件和操作条件得到铸坯在凝固过程中各断面处的温度场、两相区形貌，以及各断面处的冷却速率等基本参数。

2.1)温度场计算

针对断面采用传统的建模方法，用非稳态二维传热方程表示连铸凝固传热过程，即

$\mathrm{\ρc}\frac{{\∂T}_{\mathrm{start},n}}{\∂t}=\frac{\∂}{\∂x}\left(k_{\mathrm{eff}}\frac{{\∂T}_{\mathrm{start},n}}{\∂x}\right)+\frac{\∂}{\∂y}\left(k_{\mathrm{eff}}\frac{\∂T_{\mathrm{start},n}}{\∂y}\right)+\stackrel{\·}{S}---\left(1\right)$

其中T_start，n为断面上各控制单元的中心节点温度、t为时间、ρ为密度、c为比热、k_eff为有效导热系数、为热源。

将四分之一断面作为二维计算区域，根据读八的铸机尺寸、浇铸工艺、冷却工艺、浇铸钢种的物性参数初始化式(1)，然后采用TDMA方祛进行数值求解，从而得到断面上各控制单元中心节点的温度T_start，n。

冷却速率

根据计算时间步长Δt内同一控制单元中心节点的温度变化求得，即

$\stackrel{\·}{R}=\frac{T_n^{t+\mathrm{\Δt}}-T_n^t}{\mathrm{\Δt}}---\left(2\right)$

断面上各控制单元中心节点对应的固相率f_start，n通过下式菰得，即

$f_{\mathrm{start},n}=\frac{T_l-T_{\mathrm{start},n}+\frac{2}{\mathrm{\π}}(T_s-T_l)\{1-\cos [\frac{\mathrm{\π}(T_{\mathrm{start},n}-T_l)}{2(T_s-T_l)}\left]\right\}}{(T_l-T_s)(1-\frac{2}{\mathrm{\π}})}---\left(3\right)$

式(3)中T_s，T_l分别为钢种的固相线和液相线温度。

采用Ueshima等人对连铸坯中枝晶形貌的描述和处理方祛，根据菲克第二扩散定律建立铸坯凝固过程中枝晶固相一维溶质扩散模型，即

$\frac{\∂C_{s,i}}{\∂t}=\frac{\∂}{\∂x}\left(D_{s,i}\left(T\right)\frac{\∂C_{s,i}}{\∂x}\right)---\left(4\right)$

其中D_s，i(T)为溶质元素i在固相中的扩散系数。

将上述由式(2)计算获得的冷却速率

作为式(4)的输入条件计算对应固相率为f_start，n的控制单元的中心节点温度T′_start，n，并与式(1)采用交替迭代方法求解，耦合判断收敛时终止重复计算，获得断面上该控制单元的中心节点温度T_start，n，进而获得断面处铸坯的温度场分布。并根据上述T_s、T_start，n、T_l确定断面处各控制单元的相，通过确定T_s＜T_start，n＜T_l的控制单元体积确定该断面处铸坯两相区的总体积V；根据断面中心位置处控制单元的中心节点固相率确定该断面处的铸坯中心固相率f_s。

2.2)溶质浓度计算

采用Ueshima等人提出的正六边型柱状晶描述连铸坯中枝晶形貌和凝固过程中δ/γ相转变以及相界面移动的处理方法，将断面上的每个控制单元采用有限元法离散化划分为六边形计算单元，选择每一计算单元的六分之一作为有限差分计算区域。假设液相溶质完全混合，δ/γ、δ/l、γ/l相界面处平衡，忽略枝晶生长方向固液相内溶质扩散。根据菲克第二扩散定律建立钢凝固过程中枝晶固相一维溶质扩散控制方程，即式(4)。

忽略枝晶间钢液流动，计算单元内溶质质量守恒，即

$C_{l,i}(\mathrm{\λ}-X_s)+{\∫}_0^{X_s}{C}_{s,i}\mathrm{dx}=C_{l,i}^0\mathrm{\λ}---\left(5\right)$

式(5)中，λ为二次枝晶间距、C_s，i和C_l，i分别为计算单元内溶质元素i在液相与固相中溶质浓度、C_l，i ⁰为溶质元素i在钢液中的初始浓度；X_s为固液界面距二次枝晶臂轴线的距离。

根据初始条件、边界条件通过式(4)、(5)确定溶质元素i在控制单元n的每个计算单元内的固相和液相中的溶质浓度C_s，i和C_l，i。

并通过下式

$\stackrel{\‾}{C_{s,i}}=\frac{\underset{n=0,j=0}{\overset{M}{\mathrm{\Σ}}}{C}_{s,i,n,j}\·A_{n,j}}{\underset{n=0,j=0}{\overset{M}{\mathrm{\Σ}}}{A}_{n,j}}---\left(6\right)$

$\stackrel{\‾}{C_{l,i}}=\frac{\underset{n=0,j=M}{\overset{N}{\mathrm{\Σ}}}{C}_{l,i,n,j}\·A_{n,j}}{\underset{n=0,j=M}{\overset{N}{\mathrm{\Σ}}}{A}_{n,j}}---\left(7\right)$

通过将断面上所有控制单元的所有计算单元的C_s，i、C_l，i取平均，确定铸坯在该断面处溶质元素i在固相、液相中的平均溶质浓度C_s，i、C_l，i，其中A_n，j为控制单元n的计算单元j的面积、M为该控制单元内计算单元中固相所占的数量、N为该控制单元内计算单元的总数量，M、N通过

确定。

针对铸坯的不同断面重复上述步骤2.1)、2.2)。

3)压下区间的确定

本发明的大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，所述压下区间根据沿拉坯方向的铸坯各断面的中心固相率确定，所述压下区间的上限对应铸坯断面中心固相率小于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最大值f_s，Max ^opt，所述f_s，i ^opt为溶质元素i的最小K_i所对应的铸坯断面处的中心固相率；所述K_i为铸坯各断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质偏析指数，铸坯各断面处的K_i分别通过如下方法确定，

${\stackrel{\‾}{K}}_i=\frac{\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}}{C_{l,i}^0},---\left(8\right)$

其中，C_l，i ⁰为溶质元素i在钢液中的初始浓度、C_out，i为对应断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的C_out，i分别通过如下方法确定，

$\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}=\frac{f_s\stackrel{\‾}{C_{s,i}}+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)\stackrel{\‾}{C_{l,i}}}{f_s+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)}---\left(9\right)$

其中，ε为对应断面处实施轻压下后的溶质排出率、f_s为对应断面处的中心固相率、C_s，i和C_l，i分别为对应断面处固相、液相中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的溶质排出率ε通过如下方法确定，

$\mathrm{\ϵ}=\frac{\mathrm{\ηW\ΔHL}}{(1-f_s)V}---\left(10\right)$

其中，η为压下效率、W为铸坯宽度、ΔH为压下量、L为对应断面处实施轻压下后沿铸坯拉坯方向压下的长度、V为对应断面处两相区的总体积。

上述式(9)的计算是根据轻压下实施前后溶质守恒原理。假设在轻压下过程中固液两相区内挤压排出钢液占液相的分率为溶质排出率ε，根据质量守恒可得下式，即，

VC_in，i＝V_sC_s，i+(1-ε)V_lC_l，i+εV_lC_l，i      (11)

式(11)中V、V_s、V_l分别为该断面处两相区的总体积、两相区中固相体积和液相体积；C_in，i、C_s，i，C_l，i分别为元素i在该断面处两相区初始的平均溶质浓度、固相中的平均溶质浓度和液相中的平均溶质浓度。

铸坯通过压下辊后，部分富含溶质元素的钢液被挤压排出，剩下两相区内溶质元素i平均溶质浓度C_out，i。

[V_s+(1-ε)V_l]C_out，i＝V_sC_s，i+(1-ε)V_lC_l，i    (12)

式(12)两端同时除以两相区总体积V，引入铸坯中心固相率 $f_s=\frac{V_s}{V}=1-\frac{V_l}{V},$ 则得到式(9)。

进一步假设C_in，i与溶质元素i在钢液中的初始浓度C_l，i ⁰相等得到，即得到，

${\stackrel{\‾}{K}}_i=\frac{\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}}{C_{l,i}^0}=\frac{\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}}{\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{in},i}}}---\left(13\right)$

将上述步骤2)中的计算的铸坯各断面处的溶质浓度、中心固相率、两相区体积及其他参数代人式(8)、(9)、(10)中即可确定铸坯各断面处实施压下后的K_i，并根据各断面处各溶质元素K_i与该断面处中心固相率的对应关系，确定各溶质元素的最小K_i对应的铸坯中心固相率f_s，i ^opt，并根据各溶质元素的f_s，i ^opt的最大中心固相率f_s，Max ^opt。当然式(8)、(9)、(10)也可以根据经验数据、或者其他计算理论进行计算。

如图1、图2所示，当压下位置中心固相率f_s＜f_s，i ^opt时，随着中心固相率的增加，枝晶凝固过程中溶质元素i向枝晶间液相排出，造成枝晶间溶质元素富集，虽然压下效率随着铸坯中心固相率的增加存在减小趋势，但压下能有效地使枝晶间偏析溶质元素挤压排出，两相区和K_i随着压下位置铸坯中心固相率的增加而降低，从而有效防止铸坯中心偏析的形成；当压下位置中心固相率f_s＞f_s，i ^opt时，随着铸坯中心固相率的增加，枝晶间部分偏析溶质元素i开始凝固，残留钢液的流动性变差且压下效率降低，不利于压下对凝固末端富含偏析钢液的挤压排出，K_i增大，轻压下对偏析的改善效果不大。

由于钢为多元合金，因此针对不同溶质元素所对应的最佳压下位置f_s，i ^opt不尽相同。因此，为了有效改善铸坯内各元素中心偏析，压下区间必须兼顾各溶质元素对应的最佳压下位置，进一步的，所述压下区间的下限对应铸坯断面中心固相率大于或等于各溶质元素的f_s，i ^opt的最小值f_s，Min ^opt，此时，压下区间范围取f_s，Max ^opt～f_s，Min ^opt之间的范围，能够兼顾所有溶质元素的最佳压下位置。

根据现有理论，为避免铸坯鼓肚，压下区间的下限对应铸坯断面中心固相率应大于0.3，由于f_s，Min ^opt通常大于0.3，因此为尽早实施轻压下，上述压下区间的下限也可以根据现有理论进行确定，但根据现有理论进行确定时，起始位置需要通过现场试验进行确定，且轻压下起始位置位于较低固相率处，两相区溶质偏析较低且钢液流动性相对较好，对改善铸坯中心偏析影响不明显。

进一步的，轻压下的压下量由位于压下区间内的各辊子分配，在压下区间外的各辊子压下量为零。通过在压下区间实施多辊连续压下，能防止单辊压下量过大造成铸坯变形应力过大产生的内裂纹，又能同时兼顾不同偏析元素对应的最佳压下位置，达到理想的轻压下效果

根据实际需要，轻压下区间对应铸坯中心固相率的范围可以取等于f_s，Min ^opt～f_s，Max ^opt的范围，也可以取包含在f_s，Min ^opt～f_s，Max ^opt内的范围。

本发明根据具体的工艺条件，包括：铸机尺寸、浇铸工艺、冷却工艺等，通过分析沿拉坯方向中心固相率0～1.0范围内铸坯各断面处实施单辊轻压下后两相区中溶质元素浓度的变化，即C_out，i与溶质元素i在钢液中的初始浓度C_l，i ⁰比较，确定各断面处实施压下后两相区中溶质元素i的偏析情况，即根据K_i的情况确定压下区间，能够有效改善铸坯中心偏析；压下量能够补偿铸坯的凝固收缩量，因此同时兼顾了空穴、疏松、裂纹的改善；确定过程引入了工艺条件、钢种物性，能够针对具体钢种、铸机设备快速确定、优化压下区间，应用效果稳定，减少了工业生产中开发不同钢种压下工艺参数的试验次数，通用性强，大大降低了试验成本，缩短了开发周期，提高了经济效益。

实施例一：

铸坯是断面为360mm×450mm的高强度耐候钢YQ450NQR1的铸坯，浇注过热度为25℃，拉速为0.6m/min，其压下区间对应铸坯中心固相率为0.67～0.90。钢种的溶质元素重量百分比如表1。采用七机架轧机，压下量为2mm时，各溶质元素的最小K_i对应断面处的中心固相率f_s，i ^opt及f_s，Max ^opt、f_s，Min ^opt如表3，K_i和铸坯各断面f_s的对应关系如图1，横轴是f_s，纵轴是K_i。实施本方案后，钢铸坯横断面碳偏析指数由0.90～1.09改善为0.94～1.05，纵断面中心碳偏析指数由1.04～1.14降为1.02～1.09。具体的铸坯断面取样点如图3，横断面各取样点碳偏析指数对比如图4。

表1 YQ450NQR1的溶质元素重量百分比

C	Si	Mn	P	S
					0.11～0.14	0.30～0.50	1.25～1.40	≤0.02	≤0.015

实施例二：

所述铸坯是断面为360mm×450mm的合金结构钢37Mn2的铸坯，浇注过热度为25℃，拉速为0.6m/min，其压下区间对应铸坯中心固相率为0.72～0.92。钢种的溶质元素重量百分比如表2。采用七机架轧机，压下量为2mm时，各溶质元素的最小K_i对应断面处的中心固相率f_s，i ^opt及f_s，Max ^opt、f_s，Min ^opt如表3，K_i和铸坯各断面f_s的对应关系如图2，横轴是f_s，纵轴是K_i。实施本方案后，钢铸坯横断面碳偏析指数由0.87～1.12改善为0.91～1.07，纵断面中心碳偏析指数由1.06～1.19降为1.04～1.09。具体的铸坯断面取样点如图3，横断面各取样点碳偏析指数对比如图5。

表2 37Mn2的溶质元素重量百分比

C	Si	Mn	P	S
					0.35～0.40	0.17～0.37	1.3～1.55	≤0.025	≤0.025

表3 37Mn2钢和YQ45ONQR1钢的f_s ^opt和各溶质元素的f_s，i ^opt与K_i

Claims (4)

1.一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，所述压下区间根据沿拉坯方向的铸坯各断面的中心固相率确定，其特征在于：

所述压下区间的上限对应铸坯断面中心固相率小于或等于各溶质元素的

的最大值

所述压下区间的下限对应铸坯断面中心固相率大于或等于各溶质元素的的最小值所述

为溶质元素i的最小

所对应的铸坯断面处的中心固相率；所述

为铸坯各断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质偏析指数，铸坯各断面处的

分别通过如下方法确定，

${\stackrel{\‾}{K}}_i=\frac{{\stackrel{\‾}{C}}_{\mathrm{out},i}}{C_{l,i}^0},$

其中，

为溶质元素i在钢液中的初始浓度、

为对应断面处实施轻压下后两相区中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的

分别通过如下方法确定，

$\stackrel{\‾}{C_{\mathrm{out},i}}=\frac{f_s\stackrel{\‾}{C_{s,i}}+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)\stackrel{\‾}{C_{l,i}}}{f_s+(1-\mathrm{\ϵ})(1-f_s)}$

其中，ε为对应断面处实施轻压下后的溶质排出率、f_s为对应断面处的中心固相率、C_s，i和C_l，i分别为对应断面处固相、液相中溶质元素i的平均溶质浓度；

所述铸坯各断面处的溶质排出率ε通过如下方法确定，

$\mathrm{\ϵ}=\frac{\mathrm{\ηW\ΔHL}}{(1-f_s)V}$

其中，η为压下效率、W为铸坯宽度、ΔH为压下量、L为对应断面处实施轻压下后沿铸坯拉坯方向压下的长度、V为对应断面处两相区的总体积。

2.如权利要求1所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，其特征在于：轻压下的压下量由位于压下区间内的各辊子分配，在压下区间外的各辊子压下量为零。

3.如权利要求2所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，其特征在于：所述铸坯是断面为360mm×450mm的高强度耐候钢YQ450NQR1的铸坯，其压下区间对应铸坯中心固相率为0.67～0.90。

4.如权利要求2所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下区间的控制方法，其特征在于：所述铸坯是断面为360mm×450mm的合金结构钢37Mn2的铸坯，其压下区间对应铸坯中心固相率为0.72～0.92。

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