CN105798253B - 一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法。先将异型坯连铸拉坯方向上两对夹辊间的传热区域划分为四个，分别计算各传热区域的长度和热流密度，以及喷淋水区铸坯断面周向上的水流密度分布以及喷淋区面积；然后建立二维传热模型，计算得到不同凝固时期铸坯的温度分布；此后，结合钢种高温力学性能参数及相变行为，建立异型坯连铸高温应力应变模型，计算不同凝固时期铸坯断面等效应变；并依此计算铸坯瞬时应变率，从而计算并制定异型坯连铸铸坯特征位置的二冷辊缝收缩曲线。依据此辊缝收缩曲线能为异型坯连铸实际生产过程中辊列的布置及调整提供理论指导。该方法能够提高二冷辊缝的调整精度，可以有效缓解并控制异型坯连铸质量问题。

Description

一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法

技术领域

本发明属于材料成型及控制技术领域，尤其涉及异型坯连铸凝固成型控制，具体涉及一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法。

背景技术

异型坯主要是指工字形坯(如图1所示)，主要用于轧制H型钢。与普通工字钢相比，H型钢具有截面模数大、重量轻和节省金属等优点。目前H型钢在各工业领域已经获得了广泛应用，如高层建筑、高速公路、大型桥梁、海洋钻井平台、隧道支架设备等。与传统连铸技术相比，使用近终形异型坯直接轧制H型钢有流程短、投资小、能耗低和生产率高等优点。异型坯连铸具有明显的技术和经济优势，在钢铁行业有良好的发展前景。

与常规铸坯相比，异型坯各位置坯壳厚度差异更大，凝固收缩更为复杂，腹板、R角处的表面纵裂纹以及腹板中心裂纹发生率较高。研究表明，对于异型坯表面纵裂纹的控制，关键问题在于铸坯的均匀冷却。连铸二冷过程中，铸坯要承受热应力、钢水静压力、夹辊支撑力和相变应力等，铸坯内部易于产生裂纹。铸坯的鼓肚变形“抽吸”硫、磷和氧化物夹杂并在凝固前沿富集，使中心偏析更加严重，加剧了中心裂纹的产生。Onishi、汤寅波、施雄樑、付振宇等的研究表明，异型坯腹板中心裂纹主要受钢水成分、二冷回温和鼓肚变形的影响。因此，合理的二冷制度和辊缝收缩工艺可以有效缓解腹板中心裂纹和鼓肚问题。

异型坯呈“H”形，铸坯断面各位置散热条件差异较大，连铸二冷区内铸坯难以做到均匀冷却；其中，R角散热面积最小，在铸坯表面上温度最高；翼梢部位温度降低很快，最先凝固；腹板在二冷初期凝固强度较高，在二冷中期就完成凝固；钢液的凝固末端位于内外弧R角之间并靠近窄面一侧。异型坯二冷区的关键问题在于铸坯的均匀冷却，这对二冷水量和喷嘴布置的合理设计提出了严格的要求。

对于具有复杂断面的异型坯，连铸二冷传热数据是否准确性的关键在于二冷传热边界条件的准确处理。Lait、Onishi等建立的模型没有考虑横向上铸坯冷却的差异。刘强考虑了异型坯拉坯方向及断面周向上冷却方式与冷却强度的差异，但其没有对传热区域的划分方式进行具体说明。

国内外学者针对异型坯二冷传热，大多采用综合传热系数处理二冷边界条件，即把二冷区水量平均分配到铸坯的表面上，根据平均水流密度得到二冷区的喷淋水与铸坯的传热系数，这样虽然可以描述异型坯连铸的一些凝固特征，但无法对二冷制度的制定、优化及喷嘴的选型、布置进行准确指导。

杜艳平、娄娟娟、陈伟和Onishi等相应仿真研究了异型坯在二冷区的鼓肚变形、等效应力分布、温度场和应力场等，并解决了一定的质量问题。但目前建立的异型坯二冷应力应变模型多用于研究二冷制度与铸坯裂纹的定量关系，这些模型对异型坯二冷传热边界条件的处理过于简化，并且没有考虑高温相变(凝固相变、包晶反应和包晶转变等)对铸坯热膨胀的影响，从而无法准确模拟异型坯在二冷区内的真实凝固收缩行为。二冷辊缝收缩工艺对限制铸坯鼓肚变形有重要作用，合理的辊缝收缩制度还可以有效减少中心偏析和裂纹的出现。

在二冷区内，铸坯冷却强度和均匀性对其表面和内部裂纹的产生和扩展有直接影响。辊缝收缩是连铸二冷的一项重要工艺制度，与铸坯的内部质量同样有密切联系，不合理的辊缝收缩会使铸坯产生较大的鼓肚变形，容易出现偏析、疏松和裂纹等质量问题。二冷辊缝设计主要取决于铸坯不同凝固时期的凝固收缩程度，包含凝固收缩、冷却收缩及相变收缩；板坯和方坯连铸的二冷辊缝曲线通常是结合经验和线性公式进行确定。在异型坯连铸中，各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的冷却差异较大，凝固收缩不规则且更为复杂，若采用板坯和方坯的方法确定异型坯的二冷辊缝收缩曲线，会带来不小的误差，但目前针对异型坯二冷辊缝收缩的研究还未见报道。

因此，亟需开发一种针对一种异型坯连铸二冷辊缝调整的工艺，以指导实际异型坯连铸生产中辊列的合理布置，从而改善和控制异型坯质量，减少异型坯鼓肚、裂纹等质量问题。

发明内容

针对现有技术存在的上述不足，本发明的目的在于提供一种能改善和控制异型坯质量的异型坯连铸二冷辊缝调整方法，减少异型坯鼓肚、裂纹等质量问题。

为了实现上述目的，本发明采用的技术方案如下：

一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法，包括以下步骤：

S1：先将连铸二冷工段两对夹辊之间的传热区域沿拉坯方向依次划分为夹辊接触传热区、辐射传热区、喷淋水传热区和水聚集蒸发传热区四个传热区域；分别计算各传热区域的长度和热流密度；再分别计算喷淋水传热区在铸坯断面周向上腹板、翼梢、窄面和翼缘区域的水流密度分布以及喷淋水传热区的面积；

S2：根据S1得到的四个传热区域在拉坯方向上的长度、热流密度和喷淋水传热区在铸坯断面周向上的水流密度以及面积，建立基于异型坯连铸二次冷却特征和准确边界条件的二维有限元传热数值模型，基于二维有限元传热数值模型计算得到异型坯在不同凝固时期的温度分布；

S3：实际测试或计算钢种的高温力学性能参数；基于高温力学性能参数、高温相变以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型；根据异型坯连铸高温应力应变模型，计算得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯断面等效应变，并根据等效应变得到异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率；

S4：根据S3中计算得到的异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率，统计异型坯连铸铸坯特征位置在每一个时间步长收缩的尺寸，得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线；

S5：根据异型坯不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线，确定各对夹辊之间的距离，并对实际异型坯连铸生产的二冷辊缝进行调整。

进一步，所述步骤S1中喷淋水传热区的长度L_spray按下式计算：

式中，h为喷嘴到内弧腹板中心的距离，单位为m：β为喷嘴在拉坯方向上的喷射角，单位为度；

夹辊接触传热区的长度L_roll与夹辊半径有关，表示为：

式中，A、B均为常数，取值范围为0.5-2.5；α为夹辊和铸坯接触部位弧长对应的角度，单位为度；foot roll，足辊；other rolls，其他辊列；

辐射传热区的长度L_rad和水聚集蒸发传热区的长度L_eva相等，由下式计算：

式中，D为夹辊间距，单位为m；

喷淋水传热区的热流密度q_s表示为：

q_s＝(C×T_sur ^-0.228×W^0.805)(T_sur-T_f)；

式中，C为常数，取值范围为1000-4000；T_sur为铸坯表面温度，单位为℃；W为水流密度，单位为L/(m²s)；T_f为冷却水温，单位为℃；

辐射传热区的热流密度q_rad表示为：

q_rad＝εσ[(T_sur+273)⁴-(T_f+273)⁴]；

式中，ε为铸坯表面黑度，取值范围为0-1；σ＝5.67×10^-8W/(m²K⁴)；

夹辊接触传热区的热流密度q_rol可以表示为：

q_rol＝E×T_sur ^0.76×v^-0.20×(α)^-0.16；

式中，E为常数，取值范围为5000-15000；v为拉速，单位为m/s；

水聚集蒸发传热区的热流密度q_eva的表达式为：

q_eva＝Mq_rad(1+F)；

式中，M为修正系数，在铸坯断面不同位置取值不同，其取值范围为0.5-2.5；比例系数F用来区分水喷嘴和气水喷嘴，不同类型喷嘴取值不同，其取值范围为0.5-5。

进一步，所述步骤S1中，喷淋水传热区的喷淋水覆盖在所述异型连铸坯的腹板、翼梢和窄面上呈矩形，而在翼缘斜面上为梯形；异型坯在喷淋水传热区的水流密度W_∑由下式得到：

式中，θ为喷射角，角度为°；Q(θ)为喷射角θ下的水量，单位为L/s；S_∑为喷淋水覆盖在异型坯上的面积，单位为m²；喷淋区域Σ的两个端点对应的喷射角分别为θ₁和θ₂，其值在0°和90°之间，具体根据喷嘴类型及耙距确定。

进一步，所述步骤S3中，所述异型坯特征位置分别为腹板、R角、翼梢和窄面。

进一步，所述步骤S3中，所述实际测试或计算的钢种高温力学性能参数包括以下几种参数中的一种或多种：钢种弹性模量、塑性变形参数、降温过程中的热膨胀系数以及泊松比；所述“基于高温力学性能参数以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型”具体为首先选取异形坯的1/2断面作为计算对象并划分网格；然后用S2中建立的二维有限元传热数值模型对异型坯连铸进行传热计算，得到铸坯传热边界的热流密度，并将此热流密度加载到异型坯连铸高温应力应变模型中的传热模块中；最后，基于以下假设：塑性流动由Prandtl Reuss增量理论描述，铸坯的屈服用Von Mises屈服条件判断和铸坯遵从各向同性硬化理论，构建异型坯连铸高温应力应变模型中的应力应变计算模块。异型坯连铸过程中冷却强度、冷却均匀性和辊缝收缩等工艺参数对铸坯表面和内部裂纹问题有直接影响。因此，通过建立数学模型，详细考虑异型坯连铸冷却边界条件，计算分析影响铸坯凝固收缩、冷却收缩及相变收缩的温度分布，研究连铸工艺参数对异型坯温度和应力应变分布的影响，获得异型坯连铸各特征位置(腹板、翼梢和窄面)二冷辊缝实时收缩曲线，并通过该曲线调整辊缝，确定异型坯连铸不同凝固时期特征位置的夹辊支撑方式，这对提高铸坯质量有重要意义。

与现有的技术相比，本发明具有如下有益效果：

1、本发明充分考虑了异型坯连铸凝固冷却过程中的高温相变收缩，能够区别计算包晶钢和非包晶钢等相变体积差异对辊缝收缩曲线的影响，从而实现对连铸二冷辊缝的准确调整。

2、本发明量化了冷却强度和高温相变对异型坯连铸不同凝固时期各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的凝固收缩，确保了异型坯连铸辊缝收缩的准确性。

3、本发明基于异型坯连铸断面复杂的几何特征，提出了异型坯横断面周向上水流密度的计算方法，详细考虑和获得了异型坯二冷拉坯方向和断面周向上的二冷传热边界条件，确保了异型坯连铸凝固传热的准确计算，从而实现对连铸二冷辊缝的准确调整。

附图说明

图1为异型坯的截面示意图；

图2为本发明的传热区域划分示意图；

图3为Fe-C相图；

图4为异型连铸坯表面在拉坯方向上的温度变化曲线图；

图5为不同凝固时期内弧表面温度分布图；

图6为25MnK钢腹板表面中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图7为Q235钢腹板表面中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图8为25MnK钢翼梢中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图9为Q235钢翼梢中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图10为25MnK钢窄面表面中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图11为Q235钢窄面表面中心在拉坯方向上的瞬时应变率曲线图；

图12为25MnK钢和Q235钢腹板处的辊缝收缩曲线；

图13为25MnK钢和Q235钢翼梢处的辊缝收缩曲线；

图14为25MnK钢和Q235钢窄面处的辊缝收缩曲线。

具体实施方式

下面结合具体实施例对本发明作进一步详细说明。

辊缝收缩是连铸二冷的一项重要工艺制度，不合理的辊缝收缩会使铸坯产生较大的鼓肚变形，并容易出现各种表面及内部质量问题。异型坯形状复杂，与常规铸坯相比，铸坯断面各位置坯壳厚度差异较大；异型坯连铸时，铸坯断面各位置散热条件差异明显，凝固收缩更为复杂，腹板、R角处的表面纵裂纹、腹板中心裂纹以及鼓肚问题发生率较高。在异型坯连铸中，若采用板坯和方坯的方法确定异型坯的二冷辊缝收缩曲线，会带来不小的误差。异型坯的几何形状和冷却方式比较复杂，其凝固收缩很不规则，单凭经验和简单线性公式设计异型坯二冷辊缝收缩曲线无法满足异型坯安全生产的要求。

本发明是一种详细考虑凝固均匀冷却与相变收缩的异型坯连铸二冷特征位置(腹板、翼梢和窄面)辊缝实时收缩曲线的确定方法。本方法根据异型坯连铸复杂的断面几何特征，基于异型坯均匀冷却，提出了异型坯横断面周向上水流密度的计算方法，详细考虑异型坯连铸二冷拉坯方向和断面周向上的二冷传热边界条件，建立异型坯连铸二次冷却传热模型，并计算获得异型坯连铸凝固冷却过程中不同特征位置的温度分布与变化。研究分析异型坯连铸凝固冷却过程中的高温力学性能参数及相变行为，结合不同凝固路径下钢种的热膨胀性能，建立异型坯连铸高温应力应变模型。结合铸坯凝固冷却相变行为，基于铸坯高温应力应变模型，计算得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯断面等效应变，并根据等效应变计算得到异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率，从而计算铸坯凝固收缩、冷却收缩以及相变收缩总量，并制定异型坯连铸不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线，为异型坯连铸辊列的布置提供基础数据。

本发明基于异型坯连铸均匀二冷，建立异型坯连铸二冷高温应力应变模型与收缩模型，最终计算得到异型坯连铸铸坯特征位置(腹板、翼梢和窄面)凝固冷却收缩总量，制定异型坯连铸二冷辊缝收缩曲线；并以此为理论依据，直接对钢厂实际生产中异型坯连铸二冷辊列的布置方式提供理论指导。采用本方法可以准确预测和控制异型坯连铸二冷辊缝收缩曲线，及时调整实际生产辊缝布置设计，从而有效改善铸坯表面和内部质量。

一、一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法，包括以下步骤：

S1：连铸二冷区主要是通过喷嘴喷水冷却使铸坯逐渐凝固，各排喷嘴在拉坯方向上间隔式分布，每排喷嘴位于两对夹辊之间，图2为异形坯的典型二次冷却方式示意图，两对夹辊之间的传热方式是比较复杂的，铸坯宽面和窄面与第一个夹辊接触时发生夹辊接触传热，然后是进行辐射传热；在喷淋水覆盖的区域(即喷淋水传热区)内为水冲击传热；经过喷淋区之后，有部分冷却水仍然附着在铸坯表面，其蒸发的过程也会带走一部分热量，此时为水聚集蒸发传热；当铸坯与温度较低的后一个夹辊接触时，则再次进行夹辊接触传热。铸坯沿拉坯方向运动，四种传热方式持续交替进行。

因此，先将异型坯连铸拉坯方向两对夹辊间的传热区域划分为夹辊接触传热区、辐射传热区、喷淋水传热区和水聚集蒸发传热区四个传热区域，分别计算各传热区域的长度和热流密度；再考虑异型坯断面形状的复杂性，分别计算喷淋水传热区在铸坯断面周向上腹板、翼梢、窄面和翼缘区域的水流密度分布以及喷淋水传热区面积。

S2：根据S1得到的四个传热区域在拉坯方向上的长度、热流密度以及喷淋水传热区在铸坯断面周向上腹板、翼梢、窄面和翼缘区域的水流密度分布以及喷淋水传热区面积，建立基于异型坯连铸二次冷却特征和准确边界条件的二维有限元传热数值模型，计算得到异型坯在不同凝固时期的温度分布，包括铸坯表面特征位置在拉坯方向上的温度变化曲线图和不同凝固时期铸坯内弧表面温度分布图。

S3：实际测试或计算钢种的高温力学性能参数；基于高温力学性能参数、高温相变以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型；根据异型坯连铸高温应力应变模型，计算得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯断面等效应变，并根据等效应变得到异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率。

所述实际测试或计算钢种的高温力学性能参数包括以下几种参数中的一种或多种：钢种弹性模量、塑性变形参数、降温过程中的热膨胀系数以及泊松比；例如利用Gleeble-1500D热模拟试验机测试钢种在不同温度下的应力应变曲线，根据此曲线计算钢种弹性模量、塑性变形参数。采用热膨胀仪测试钢种在1200-500℃下降温过程中的热膨胀系数；结合Fe-C相图(见图3)，利用高温相变区各相密度和体积分数计算得到考虑高温相变及合金元素对铸坯收缩影响的钢种液相线温度以下的热膨胀系数。根据经验公式计算固相线温度以下钢种的泊松比，泊松比计算公式如下：

ν＝0.258+8.23×10^-5T

式中，T为坯壳温度，单位为℃；液态钢水的泊松比取0.499。

以Q235钢和25MnK钢两类钢种为例(Q235钢与25MnK钢凝固冷却时，收缩性能差异较大；Q235钢会进行包晶转变δ-Fe→γ-Fe，但25MnK钢不发生包晶转变而是发生L→γ-Fe转变)。

所述“基于高温力学性能参数以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型”具体为首先选取异形坯的断面作为计算对象并划分网格；可以选取异形坯的1/2断面进行计算，网格划分采用宽面方向上等间距和窄面方向上等节点的方式。

然后用S2中建立的二维有限元传热数值模型对异型坯连铸进行传热计算，得到铸坯传热边界的热流密度，并将此热流密度加载到异型坯连铸高温应力应变模型中的传热模块中；

所述异型坯连铸高温应力应变模型中的传热模块为通过以下公式得到：

连铸过程中，铸坯在结晶器和二冷区内的二维传热微分方程表示为：

式中，ρ为钢的密度，单位为kg/m³；C_p为钢的比热容，单位为J/(kg℃)；λ为钢的导热系数，单位为W/(m℃)；L为凝固潜热，单位为J/kg；f_S为固相率；t为时间步长，单位为s；x,y分别为铸坯网格断面的横向坐标轴及纵向坐标轴。

根据傅里叶定律，传热模型的边界条件处理的表达式为：

式中，n为传热边界的法线；q为热流密度，单位为W/m²。

最后，基于以下假设：塑性流动由PrandtlReuss增量理论描述，铸坯的屈服用VonMises屈服条件判断和铸坯遵从各向同性硬化理论，构建异型坯连铸高温应力应变模型中的传热模块。

①塑性流动由Prandtl Reuss增量理论描述，其表达式为：

式中，ε_x ^p和ε_y ^p分别为X和Y方向上的塑性应变；ε_xy为剪切应变；S_x和S_y分别为X和Y方向上的应力偏张量；τ_xy为剪切应力；ψ为常数，其值和外力加载历史相关。

铸坯的屈服用Von Mises屈服条件判断，材料屈服函数f(σ_ij)表示为：

式中，σ_ij为应力偏量；σ₁，σ₂和σ₃分别为第一、第二和第三主应力；σ_s为单向拉伸实验时的屈服极限。f(σ_ij)＜0时，材料为弹性变形；f(σ_ij)＝0时，材料为塑性变形。

铸坯遵从各向同性硬化理论，即：

式中，为等效塑性应变；α为应变硬化参量，与材料变形历史有关。

②热弹塑性本构关系。

当高温铸坯发生弹性变形时，总应变增量由弹性应变增量和热应变增量组成，其应力应变本构方程d{σ}表示为：

式中，[D_e]为弹性矩阵；d{ε^e}为弹性应变增量；为热应变增量。

当铸坯内部应力使f(σ_ij)＝0时，铸坯进入塑性状态，总塑性应变增量由弹性应变增量、塑性应变增量和热应变增量三部分组成，塑性区应力应力与应变的关系为：

d{σ}＝[D_ep](d{ε}-d{ε₀ ^T})+d{σ₀ ^T}

式中，[D_ep]为弹塑性矩阵；d{σ₀ ^T}为由温度变化的热初应力；d{ε}是弹塑性应变增量。

S4：根据S3中计算得到的异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率，统计异型坯特征位置在每一个时间步长收缩的尺寸，得到异型坯不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线；

S5：根据异型坯不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线，确定各对夹辊之间的距离，并对实际异型坯连铸生产的二冷辊缝进行调整。

作为优化，为了便于计算和使用，异型坯的断面特征位置分别为腹板(或其中心)、R角、翼梢和窄面(或其中心)。

作为优化，由于内外弧和窄面上的喷嘴型号不一样，其喷淋水传热区的长度不同。为了简化计算，本发明用内弧腹板中心上的水覆盖区确定喷淋水传热区的长度L_spray，其计算公式为：

式中，h为喷嘴到内弧腹板中心的距离，β为喷嘴在拉坯方向上的喷射角；

夹辊接触传热区的长度L_roll与夹辊半径有关，表示为：

式中，A、B均为常数，取值范围为0.5-2.5；α为夹辊和铸坯接触部位弧长对应的角度。

辐射传热区的长度L_rad和水聚集蒸发传热区的长度L_eva相等，由下式计算：

式中，D为夹辊间距，m；

水冲击传热是连铸二冷区冷却强度最大的传热方式，喷射状的水流与高温铸坯直接进行对流换热，带走铸坯绝大多数热量，水冲击传热区的热流密度q_s表示为：

q_s＝(C×T_sur ^-0.228×W^0.805)(T_sur-T_f)；

式中，C为常数，取值范围为1000-4000；T_sur为铸坯表面温度，单位为℃；W为水流密度，单位为L/(m²s)；T_f为冷却水温，单位为℃；

铸坯表面的辐射传热为铸坯表面与空气介质的热交换，辐射传热区的热流密度q_rad表示为：

q_rad＝εσ[(T_sur+273)⁴-(T_f+273)⁴]；

式中，ε为铸坯表面黑度，取值范围为0-1；σ＝5.67×10^-8W/(m²K⁴)；

夹辊作为铸坯的支撑设备，与铸坯之间为面接触，夹辊芯部通水冷却，因此高温铸坯与温度较低的夹辊之间也存在较强的热传递，夹辊传热的热流密度q_rol可以表示为：

q_rol＝E×T_sur ^0.76×v^-0.20×(α)^-0.16；

式中，E为常数，取值范围为5000-15000；v为拉速，m/s。

当铸坯离开水喷淋区时，尚有部分冷却水残留在铸坯表面，这部分水的蒸发也会带走一部分热量。实际连铸过程中，水聚集蒸发区的水量很难计算。水聚集蒸发区水量的估算在异形坯二冷中更加复杂，内弧冷却水很容易沿着翼缘斜面往腹板处汇集；外弧冷却水受表面张力作用，倾向于在翼缘斜面上流动；窄面冷却水的流动情况与内外弧又有所不同。因此，本发明对水聚集蒸发区的热流密度进行了简化和修正，聚集蒸发区的热流密度的表达式为：

q_eva＝Mq_rad(1+F)；

式中，M为修正系数，在铸坯断面不同位置取值不同，其取值范围为0.5-2.5；比例系数F用来区分水喷嘴和气水喷嘴，不同类型喷嘴取值不同，其取值范围为0.5-5。

作为优化，异形坯使用的喷嘴均为扁平型，其喷射扇面中心线上水流密度最大，中心线两侧随着喷射角增大，水流密度逐渐减小，近似于正态分布。而通过对异形坯铸机的扁平水喷嘴进行测试，得到了水流密度随喷射角的变化曲线，，喷淋水传热区的喷淋水覆盖在所述异型连铸坯的腹板、翼梢和窄面上呈矩形，而在翼缘斜面上为梯形；异型坯在喷淋水传热区的水流密度W_Σ由下式得到：

式中，θ为喷射角，角度为°；Q(θ)为喷射角θ下的水量，单位为L/s；S_Σ为喷淋水覆盖在异型坯上的面积，单位为m²；喷淋区域Σ的两个端点对应的喷射角分别为θ₁和θ₂，其值在0°和90°之间，具体根据喷嘴类型及耙距确定。

二、实施例

以Q235钢和25MnK两类钢种的异型坯连铸二冷过程为例，验证本发明提供的异型坯连铸二冷辊缝调整方法的可行性：

S1：建立基于异型坯连铸二次冷却特征的传热模型

本发明基于异型坯连铸复杂的断面几何特征，提出了异型坯横断面周向上水流密度的计算方法，详细考虑和获得了异型坯二冷拉坯方向和断面周向上的二冷传热边界条件，建立了基于异型坯连铸二次冷却特征和准确边界条件的二维有限元传热模型。异型坯连铸二冷拉坯方向和断面周向上的二冷传热边界条件如下：沿拉坯方向，将两对夹辊之间分为夹辊接触传热区、喷淋水传热区、辐射传热区和水聚集蒸发传热区四个传热区域，并计算了每个区域在拉坯方向上的长度。在断面周向上，理论计算了喷淋水传热区在铸坯断面周向特征位置上的水流密度分布及传热面积；并由此考虑了同一传热区域内可能存在的不同传热方式，确定了夹辊接触传热区、水冲击传热区、辐射传热区和水聚集蒸发传热区的热流密度计算方法。

S2：异型连铸坯在连铸二冷过程中凝固冷却的温度分布分析

以Q235钢为例，基于以上传热模型，对Q235钢异型坯在1.0m/min拉速下的连铸凝固传热进行计算。根据S1得到的四个传热区域在拉坯方向上的长度、热流密度以及断面周向上的喷淋水传热区的水流密度、传热区面积，利用计算机计算得到异型坯连铸铸坯在不同凝固时期的温度分布。异型坯表面特征位置在拉坯方向上的温度变化以及不同凝固时期铸坯内弧表面各点温度分布分别如图4、图5所示。

S3：异型坯连铸高温应力应变与铸坯收缩分析

本发明在异型坯连铸均匀二冷模式的基础上，以Q235钢和25MnK钢两类钢种为例(Q235钢与25MnK钢凝固冷却时，收缩性能差异较大；Q235钢会进行包晶转变δ-Fe→γ-Fe，但25MnK钢不发生包晶转变而是发生L→γ-Fe转变)。实际测试或计算两类钢种的高温力学性能参数(钢种弹性模量、塑性变形参数、泊松比以及考虑高温相变及合金元素对铸坯收缩影响的钢种液相线温度以下的热膨胀系数)；基于传热模型计算得到的异型坯连铸铸坯温度分布及传热边界热流密度、钢种高温力学性能参数、高温相变，建立异型坯连铸高温应力应变模型。根据应力应变模型，计算得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯断面等效应变，并根据等效应变计算得到异型坯连铸铸坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率，图6-11分别为25MnK钢、Q235钢的异型连铸坯腹板表面中心、翼梢中心与窄面表面中心在拉坯方向上的瞬时应变率图。

S4：绘制异型坯连铸特征位置二冷辊缝收缩曲线

通过建立的异型坯连铸高温应力应变模型计算得到的铸坯断面在每个空间位置的收缩变形，将异型坯腹板中心、翼梢中心和窄面中心在每一个时间步长收缩后的尺寸进行统计，得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的二冷辊缝收缩曲线，以Q235钢和25MnK钢为例，如图12、图13及图14。

S5：辊缝调整

依二冷辊缝收缩曲线确定理论异型坯连铸不同凝固时期铸坯上下表面夹辊之间的距离(即辊缝)，然后测量实际辊缝，如果与理论值不同，则依理论值进行调整。

本发明的上述实施例仅仅是为说明本发明所作的举例，而并非是对本发明的实施方式的限定。对于所属领域的普通技术人员来说，在上述说明的基础上还可以做出其他不同形式的变化和变动。这里无法对所有的实施方式予以穷举。凡是属于本发明的技术方案所引申出的显而易见的变化或变动仍处于本发明的保护范围之列。

Claims (5)

1.一种异型坯连铸二冷辊缝调整方法，其特征在于，包括以下步骤：

S1：先将连铸二冷工段两对夹辊之间的传热区域沿拉坯方向依次划分为夹辊接触传热区、辐射传热区、喷淋水传热区和水聚集蒸发传热区四个传热区域；分别计算各传热区域的长度和热流密度；再分别计算喷淋水传热区在铸坯断面周向上腹板、翼梢、窄面和翼缘区域的水流密度分布以及喷淋水传热区的面积；

S2：根据S1得到的四个传热区域在拉坯方向上的长度、热流密度和喷淋水传热区在铸坯断面周向上的水流密度以及面积，建立基于异型坯连铸二次冷却特征和准确边界条件的二维有限元传热数值模型，基于二维有限元传热数值模型计算得到异型坯在不同凝固时期的温度分布；

S3：实际测试或计算钢种的高温力学性能参数；基于高温力学性能参数、高温相变以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型；根据异型坯连铸高温应力应变模型，计算得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯断面等效应变，并根据等效应变得到异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率；

S4：根据S3中计算得到的异型坯特征位置在拉坯方向上的瞬时应变率，统计异型坯连铸铸坯特征位置在每一个时间步长收缩的尺寸，得到异型坯连铸不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线；

S5：根据异型坯不同凝固时期铸坯各特征位置的二冷辊缝收缩曲线，确定各对夹辊之间的距离，并对实际异型坯连铸生产的二冷辊缝进行调整。

2.根据权利要求1所述的异型坯连铸二冷辊缝调整方法，其特征在于，所述步骤S1中喷淋水传热区的长度L_spray按下式计算：

式中，h为喷嘴到内弧腹板中心的距离，单位为m：β为喷嘴在拉坯方向上的喷射角，单位为度；

夹辊接触传热区的长度L_roll与夹辊半径有关，表示为：

式中，A、B均为常数，取值范围为0.5-2.5；α为夹辊和铸坯接触部位弧长对应的角度，单位为度；foot roll，足辊；other rolls，其他辊列；

辐射传热区的长度L_rad和水聚集蒸发传热区的长度L_eva相等，由下式计算：

式中，D为夹辊间距，单位为m；

喷淋水传热区的热流密度q_s表示为：

q_s＝(C×T_sur ^-0.228×W^0.805)(T_sur-T_f)；

式中，C为常数，取值范围为1000-4000；T_sur为铸坯表面温度，单位为℃；W为水流密度，单位为L/(m²s)；T_f为冷却水温，单位为℃；

辐射传热区的热流密度q_rad表示为：

q_rad＝εσ[(T_sur+273)⁴-(T_f+273)⁴]；

式中，ε为铸坯表面黑度，取值范围为0-1；σ＝5.67×10^-8W/(m²K⁴)；

夹辊接触传热区的热流密度q_rol可以表示为：

q_rol＝E×T_sur ^0.76×v^-0.20×(α)^-0.16；

式中，E为常数，取值范围为5000-15000；v为拉速，单位为m/s；

水聚集蒸发传热区的热流密度q_eva的表达式为：

q_eva＝Mq_rad(1+F)；

式中，M为修正系数，在铸坯断面不同位置取值不同，其取值范围为0.5-2.5；比例系数F用来区分水喷嘴和气水喷嘴，不同类型喷嘴取值不同，其取值范围为0.5-5。

3.根据权利要求2所述的异型坯连铸二冷辊缝调整方法，其特征在于所述步骤S1中，喷淋水传热区的喷淋水覆盖在所述异型连铸坯的腹板、翼梢和窄面上呈矩形，而在翼缘斜面上为梯形；异型坯在喷淋水传热区的水流密度W_∑由下式得到：

式中，θ为喷射角，角度为°；Q(θ)为喷射角θ下的水量，单位为L/s；S_∑为喷淋水覆盖在异型坯上的面积，单位为m²；喷淋区域Σ的两个端点对应的喷射角分别为θ₁和θ₂，其值在0°和90°之间，具体根据喷嘴类型及耙距确定。

4.根据权利要求1所述的异型坯连铸二冷辊缝调整方法，其特征在于，所述步骤S3中，所述异型坯特征位置分别为腹板、R角、翼梢和窄面。

5.根据权利要求1所述的异型坯连铸二冷辊缝调整方法，其特征在于，所述步骤S3中，所述实际测试或计算的钢种高温力学性能参数包括以下几种参数中的一种或多种：钢种弹性模量、塑性变形参数、降温过程中的热膨胀系数以及泊松比；所述基于高温力学性能参数以及S2中传热模型计算得到的温度分布，建立异型坯连铸高温应力应变模型具体为首先选取异形坯的1/2断面作为计算对象并划分网格；然后用S2中建立的二维有限元传热数值模型对异型坯连铸进行传热计算，得到铸坯传热边界的热流密度，并将此热流密度加载到异型坯连铸高温应力应变模型中的传热模块中；最后，基于以下假设：塑性流动由PrandtlReuss增量理论描述，铸坯的屈服用Von Mises屈服条件判断和铸坯遵从各向同性硬化理论，构建异型坯连铸高温应力应变模型中的应力应变计算模块。