肖 紅，王 璞，蘭 芳，李偉紅，唐海燕，李愛武，張家泉?

1) 北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，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)濟型鉻系不銹鋼，具有很好的耐均勻腐蝕、耐點蝕和應力腐蝕性能，應用廣泛. 由于其導熱性好、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)組織對其后續(xù)板材加工性能具有不良影響，是導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攪拌來抑制板坯連鑄柱狀晶生長已成為國內(nèi)外關(guān)注的重點，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用[7]. 深入研究各種行波磁場電磁攪拌機理、冶金效果，以實現(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可耗散鋼液過熱度、熔斷枝晶，促進等軸晶形核. Itoh等[9]發(fā)現(xiàn)在430鐵素體不銹鋼連鑄坯生產(chǎn)過程中施加機械振動，可以促進枝晶游離、提高鑄坯等軸晶率；并發(fā)現(xiàn)在低過熱度澆鑄過程的機械振動能夠?qū)㈣T坯等軸晶率提高到很高的程度，但實際生產(chǎn)中鋼水過熱度過低會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、進而改善不銹鋼抗皺性能的研究開始受到國內(nèi)外冶金工作者的重視[13]. 然而，連鑄板坯斷面寬厚比大、鑄機設備復雜，在二冷區(qū)鑄機輥列間設計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)幾個電氣工程公司可以獨立開發(fā)，如歐洲ABB、Rotelec以及我國的中科電氣等. 其中，行波磁場攪拌器可以在鑄坯凝固前沿產(chǎn)生較強的橫向電磁推力、抑制柱狀晶生長，是當前發(fā)展板坯鑄流電磁攪拌的主導技術(shù). 基于攪拌器線圈設計和安裝形式的差異，當前主要有新日鐵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的安裝需要對鑄機二冷扇形段輥列結(jié)構(gòu)進行較大改造，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)部鋼液的流動情況，揭示了其具有在鑄坯內(nèi)外弧產(chǎn)生不對稱磁場分布的特征. 本文作者[16]提出了一種輥式攪拌器的兩對輥結(jié)構(gòu)，認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；這將有利于促進鑄坯中心鋼液過熱耗散、有效地促進等軸晶生成. 張開等[17]對比了幾種輥式攪拌器安裝形式對磁場和流場的影響，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.

當前生產(chǎn)應用中，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. 基于行波磁場特性及其電磁流體動力學分析，合理設計與選用板坯二冷區(qū)鑄流電磁攪拌至今仍鮮有報道. 本研究通過建立分段電磁-流動-傳熱和凝固耦合模型，揭示基于行波磁場的不同攪拌方式對不銹鋼板坯二冷區(qū)內(nèi)冶金傳輸行為的影響，并通過實驗驗證模型的預測，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)量提供理論與實驗依據(jù).

1 模型建立

基于實際生產(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，研究鑄流二冷區(qū)不同形式與電磁推力特征行波磁場攪拌器的冶金效果，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，這類行波磁場攪拌器可以產(chǎn)生沿板坯寬向的較強電磁推力，更容易均勻地打斷坯殼凝固前沿的柱狀晶，促進柱狀晶向等軸晶轉(zhuǎn)變. 其中，輥式行波攪拌器按電磁輥設計、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)對板坯連鑄與凝固過程流動、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、傳熱和凝固的耦合模型，并重點研究不同類型行波磁場鑄流攪拌的作用效果. 其中，行波磁場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

（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，鋼液流動產(chǎn)生的磁雷諾數(shù)Rm?1，故可簡化為磁場作用在流動上的單相耦合；

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

此外，為了便于全鑄流分段計算模擬過程數(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

1.3 邊界條件

1.3.1 電磁場

（1）B-EMS共有6個線圈，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個大線圈，兩端含有2個小線圈，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）線圈與鐵芯之間設為絕緣邊界條件.

1.3.2 流動與凝固

（1）計算域入口：利用Fluent中的Profile模塊載入第一段計算域出口的速度、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)驗公式計算獲得板坯表面對流換熱系數(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)格化計算模型. 其中，結(jié)晶器及足輥區(qū)因沒有電磁力作用，僅計算其凝固和鋼液流動信息. 流體計算采用六面體網(wǎng)格，并在凝固和傳輸強度激烈區(qū)域進行網(wǎng)格加密，第一層設置為0.5 mm，增長率保持1.05. 采用笛卡爾坐標系，X、Y分別對應鑄坯的窄面和寬面，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力學效果及其差異，攪拌器之上計算域結(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)作為本研究的計算域.其中，采用ANSOFT Maxwell模擬得到計算域的電磁場數(shù)據(jù)，通過Fluent軟件計算二冷區(qū)穩(wěn)態(tài)下的流動、傳熱與凝固信息，將Fluent中的節(jié)點坐標信息載入Maxwell并利用坐標插值算法提取時均電磁力，最后利用源項用戶自定義子程序(User define function, UDF)將電磁力加載到動量方程，收斂標準設定為能量殘差小于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成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 1 Chemical composition of 1Cr17 stainless steel %

表2 計算用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

對流動和凝固模型的網(wǎng)格進行了無關(guān)性檢驗，分別設置了4組不同計算節(jié)點數(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)點數(shù)量大于370×104后，坯殼厚度分布差異相對小，網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響明顯減弱，因此最終計算采用節(jié)點數(shù)量為 370×104的網(wǎng)格.

圖3 不同節(jié)點數(shù)量網(wǎng)格下計算的坯殼分布曲線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

為了驗證模型的可靠性，采用LakeShore數(shù)字信號處理模式的特斯拉計測量了攪拌器的磁感應強度. 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強度計算值和測量值比對情況. 由圖可見，磁感應強度的測量值與計算值高度吻合，說明所建立的電磁場模型準確可靠.

圖4 磁感應強度測量值與計算值對比. （a）箱式攪拌器；（b）輥式相鄰同向型攪拌器Fig.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)系伏安特性測量值和預測值以及電流-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，電壓的實測值略低于預測值的主要原因應該與測量導線具有一定的歐姆損耗有關(guān)，但總體誤差都不超過5%，從而進一步驗證電磁模型可靠性. 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，從而可能導致其攪拌強度也低于輥式.

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特性用于板坯連鑄二冷區(qū)對凝固前沿鋼液實施強推力攪拌的常用設備，其電磁攪拌磁感應強度分布特征如圖6所示. 由于攪拌器鐵芯為直線式以構(gòu)成磁感應強度行波式運動，可見箱式電磁攪拌的磁感應強度是從N極出發(fā)穿過鑄坯從S極返回到攪拌器鐵芯，無明顯對稱性；而輥式電磁攪拌為對輥式，在鑄坯內(nèi)外弧兩側(cè)對稱安裝，且兩側(cè)電磁輥的磁場極性相反，可見其磁感應強度從N極出發(fā)直接穿透鑄坯達到對側(cè)的S極而形成閉合磁力線，從而導致磁感應強度在鑄坯內(nèi)的分布呈集中對稱分布.

圖6 攪拌器鑄坯橫截面(XY面)上磁感應強度分布特征. （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強度分布云圖，圖中B為磁感應強度. 如前述，此時箱式和輥式攪拌的電流強度分別為425和500 A. 由圖可知，由于行波磁場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[23]. 即，圖中A側(cè)（磁場起始側(cè)）磁感應強度都小于B側(cè)（磁場推向側(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)磁感應強度具有明顯的不對稱性，而輥式攪拌器下磁感應強度對稱分布，其可能也有利于凝固組織的對稱性發(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強度的大小，只影響磁場的作用區(qū)間. 輥式同向攪拌的上下同側(cè)兩對輥的磁場極性相同，導致了同側(cè)輥之間的板坯中心部位的磁場強度幾乎為0. 反向攪拌的上下同側(cè)兩對輥的磁場極性相反，則有少量磁力線上下穿透，造成了同側(cè)對輥間仍有一定量級的磁場強度.

圖7 板坯表面磁感應強度分布. （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強度分布. 可見，鑄坯中心線沿拉坯方向上，箱式攪拌的磁感應強度分布區(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強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度遠大于箱式攪拌.

圖8 板坯內(nèi)磁感應強度分布. （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 凝固與流動行為分析

電磁力是推動鋼液沖刷凝固前沿的直接動力，而并非磁感應強度[24-26]. 上述不同攪拌形式下，考慮鋼液會受電磁推力的作用由起始側(cè)向推向側(cè)流動，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坯殼前沿的最大沖刷強度遠小于輥式攪拌器.由于間隔型的上對輥安裝位置高于相鄰型的上對輥，從而導致兩類間隔型攪拌器最大沖刷速度位置都略高于相鄰型. 流動鋼液切向沖刷凝固前沿不僅會降低當?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). 以上計算結(jié)果表明，行波磁場輥式攪拌的沖刷形核能力遠大于箱式攪拌.

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)，這種流動形態(tài)與上述其磁力線方向一致. 而對于輥式電磁攪拌，不論是相鄰型還是間隔型，由于其對輥式對稱安裝，所作用的鋼液流動形態(tài)均是以一側(cè)窄面向另一側(cè)窄面運動為主.

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入到電磁推力作用區(qū)域時均有從起始側(cè)流向推向側(cè)的流動形式，從而起到強化與凝固坯殼強制換熱和均勻鋼液溫度的效果. 由凝固理論可知，此時鋼液溫度越低也越有利于等軸晶形核或生長. 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行強制換熱，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)，從而導致該區(qū)域凝固生長相對變緩、坯殼厚度也相對較薄. 同時可見，間隔型輥式反向攪拌下鑄坯兩窄面?zhèn)鹊呐鳉ぞ鶆蛐韵鄬^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

鐵素體不銹鋼導熱性好、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. 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凝固前沿的沖刷速度卻大于箱式電磁攪拌，同樣也能促進凝固前沿鋼液發(fā)生等軸晶凝固. 對比輥式電磁攪拌器二對輥并列安裝（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上先后設計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在對應鑄坯上取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)線標記柱狀晶前沿，其包含的區(qū)域認定為等軸晶區(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，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較低，但也超過其門檻值、達到約50%，而輥式電磁攪拌等軸晶率高達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，對稱性也較好，這顯然與其對稱安裝的攪拌輥及其電磁作用效果有關(guān). 這是因為攪拌促進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大于箱式攪拌，導致其等軸晶率可以得到進一步提高.

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

（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、促進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較大、坯殼均勻性也相對較好.

（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.