1 前 言
近年来，围绕高速连铸条件下如何实现结晶器的强化均匀冷却，冶金科技工作者开展了许多研究工作，如增大结晶器长度、提高结晶器水量和水缝内水的流速、采用连续锥度、改油润滑为保护渣润滑、调整结晶器圆角半径、电磁搅拌等。结晶器的冷却涉及许多理论问题，只有对发生在结晶器内的物理化学现象有正确的理解，才能根据具体工艺条件，如钢种、拉速、结晶器状况等设计和采取措施，有针对性地解决现场问题。
2 结晶器热流
结晶器传热量和传热速率有一个合理的范围，过低不能达到强化冷却效果，过高又会导致某些缺陷的产生。最近研究人员专门就结晶器传热问题进行了数学计算和工业测试，得到了方坯结晶器热流的大小、分布和变化规律。
2.1 拉速对热流的影响
随着拉速的提高，通过结晶器的热流增大，尤其是在弯月面以下较近区域，增大的幅度比其他位置要大得多。这是因为：
（1）拉速提高，减少了钢水在结晶器内的停滞时间，使凝固壳减薄，尤其是弯月面区域，易于在钢水静压力作用下与结晶器壁保持紧密接触，使得热流增大。
（2）这种紧密接触使铜板热面温度提高，增大了与水缝中冷却水的温差，提高了热量传输的驱动力。
（3）温度相对高的凝固壳的收缩减轻，进而减小了气隙厚度。
在高拉速下，虽然结晶器热流增大了，但对于某一单元的钢在结晶器内传出的实际热量其实是降低的。这是因为该单元在结晶器内的停留时间减少了。因此，可用比传热量这一概念表示单位重量的钢在结晶器内的实际传热量，以便较好地说明高速连铸时结晶器热流增大而坯壳减薄这一事实。
2.2 碳含量对热流的影响
研究发现，对于低碳钢，在1.3m/min拉速时，弯月面附近的最大热流值可达到3100～3500kW/m2，高碳钢可达到3450～4400kW/m2；而拉速在3.0m/min，最大热流可达5600kW/m2。可见拉速提高后，结晶器的热流变化很大。当然，这与很多因素有关，例如，同样是3.0m/min 的拉速，浇铸包晶钢或亚包晶钢时的结晶器热流，如碳含量为0.12%，却只有2500～3350kW/m2。这表明，除拉速外，碳含量对结晶器传热的影响也是很重要的。
为此，采取了一定措施，如使用不同性能的保护渣、调整冷却策略、改变拉速制度等。这些都是基于不同钢种在结晶器内凝固时收缩及相变特征变化而变化的。试验表明，碳含量在0.1％左右，由于热收缩和相变收缩（δ→γ）发生了较大的体积变化从而使得气隙变大，传热减慢，而角部由于三维传热过早出现了气隙而使热流下降。一般认为，角部平均热流相当于面部平均热流的20%~30％。浇注高碳钢时，由于不存在δ→γ的相变，加上该钢种由于碳含量高促进了P、S的偏析致使坯壳高温强度较低，所以坯壳在钢水静压力的作用下与结晶器壁紧密接触，结晶器热流明显增大。
2.3 润滑剂对热流的影响
保护渣的作用不在于能否提高传热，而在于它对表面质量的影响、对吸附夹杂和提高润滑能力的贡献以及与之配套的浸入式水口的应用而带来的稳定液面的作用。仅就传热而言，其效果不如油。如浇铸C含量大于0.1% 的钢，使用保护渣润滑比起油润滑传热速率降低了5%～18％。不同性能的保护渣对结晶器传热也有不同影响，例如，使用高熔点、高粘度的保护渣能够降低热流，但有时粘度较低的保护渣由于其偏向于“短渣”，具有在较高温度时易于析出高温固体质点或晶体出现了结晶器热流偏低的现象。从本质上说，渣膜中出现了晶体，其传热系数应该是增大的，但由于该温度下的晶体和玻璃体体积或线膨胀系数不一致，而在受冷时出现微小裂纹，降低了热量传出速率。
3 钢的凝固收缩
结晶器内钢水收缩现象目前研究得较少，对于钢液凝固收缩的认识基本上还停留在模铸时期为减少缩孔而进行的定性研究成果。认为金属或合金由液态冷凝为固态时，都伴随着体积收缩，密度增加（Si，Bi，Ga例外）。在结晶器内由于温度降低和发生相变，钢坯的体积发生了收缩。收缩的结果，在结晶器铜板与凝固壳之间出现了气隙，据报道，在结晶器传热热阻中，气隙热阻占80％以上。以低碳钢为例，1600℃时的密度为7.06g/cm3，固体钢室温密度为7.86g/cm3，则凝固与冷却收缩量为11.3%，包括：过热钢液通过散热降至液相线温度发生的体积变化，称为液态收缩；由液相线温度到固相线温度产生的凝固收缩，凝固范围越大，则收缩量就越大；由固相线温度冷却到室温产生的收缩，其中液态收缩约占总收缩量的1％，凝固时体积收缩约占4％，冷却后收缩占7%～8％。
根据以下方法可求出钢在结晶器内的收缩量：
（1）体积平衡法，即钢在结晶器内的体积收缩量等于结晶器由于上下尺寸变化带来的体积减小量。这里要用到钢液凝固时的体积收缩率，研究表明，碳含量对钢的凝固收缩率影响最大。随着碳含量的提高，钢的收缩能力将明显增大。钢中碳含量对钢液凝固收缩率e的影响可通过对文献的实验数据的拟合得出如下关系式：
0.1≤C＜0.25时，e=（10C+5）/300
0.25≤C＜0.35时，e=（5C+1.25）/100
0.35≤C＜0.45时，e=（13C-1.55）/100
0.45≤C＜0.8时，e=（4C+2.5）/100
（2）线膨胀系数法（也称线收缩系数法）。由可查到的钢在不同状态下的（δ相、γ相、液相）比体积，计算出线膨胀系数，再计算钢在结晶器内由于温度降低和相变带来的收缩：
vδ =0.1225+[9.45×10-6（T-20）]+（7.688×10-6） （1）
vγ =0.1234+[9.38×10-6（T-20）] （2）
v=（f δ vδ+ fγ vγ）fs+Vliq fliq （3）
TLE（T）=1-（v/vref）1/3 （4）
式中 vδ、vγ、vliq——δ-Fe、γ-Fe和钢液的比体积，cm3/g；
vref ——参考温度时某相的比体积；
fs，fliq——固、液相分率；
fδ，fγ，f1——δ-Fe、γ-Fe和钢水的分率；
TLE（T）——温度为T时的比容变化率，其对温度的导数则是钢在此温度下的线性热膨胀系数，1K-1。
根据以上两种方法计算出的收缩量，再加上铜板热膨胀量，可以作为结晶器上下口尺寸变化的依据。然后建立抛物线方程，计算沿结晶器高度方向任意位置的径向断面尺寸。
由铁碳相图可知，对于含碳量为0～0.09%的钢，不存在包晶反应，但同样存在δ→γ的相变，含碳量越低发生相变的温度就越低，超低碳钢的相变温度在1400℃以下。而对于C大于0.09%小于0.18%范围的亚包晶钢，冷却到固相线以下时（约为1493℃），发生包晶反应，由于该成分范围不能实现全部的包晶转变，因此要剩余一部分δ，在1493℃以下δ、γ两相共存。温度继续下降至某一温度时，剩余的δ全部转变成γ。其后便是γ相的自然收缩。可见这种钢同时承受温度下降的自然热收缩和相变收缩，且相变收缩的量较大。在凝固初期，钢的收缩主要由相变收缩产生，因为相变只在一个较小的温度区间进行。随着进一步冷却至相变结束温度，就只有自然收缩了。在结晶器内的收缩总量中，自然热收缩的贡献要远大于相变收缩。对于C大于0.18%的过包晶钢，冷却到固相线以下（约为1493℃），同样发生包晶反应，与亚包晶钢正好相反，该成分范围能够实现全部的包晶转变，但要剩余一部分液体，在1493℃以下L＋γ两相共存。相比之下其δ→γ相变产生的体积变化不明显，只是由于液态的存在消化了这种变化。
4 结晶器的热变形问题
在浇注过程中，铜质结晶器壁受热变形形式表现为，热膨胀加大了铜板与凝固坯壳的气隙。因此，在设计结晶器锥度时，既要考虑凝固收缩，又要考虑结晶器的热变形。铜板温度变化可由现场测试或建立数学模型计算得来。铜板最高温度在弯月面附近，可达190℃，300mm以下温度显著降低，温度最低点在下端面附近，为35℃左右。角部区域三维传热，热流较面部大，上部区域角部的铜板温度较高，300mm以下部位则由于气隙的原因，使得角部区域的铜板温度较面部低。
结晶器铜板的上下部、角面部温度的严重不均匀，势必造成应力分布的不均匀和热变形的不均匀，进而影响使用寿命，同时对结晶器的锥度产生影响。因此可将结晶器的冷却水系统改造成上下不同的冷却方式和冷却强度，例如，分段冷却，使上部冷却得以强化，就可以减缓铜板温度的急剧上升。目前的冷却方式还存在一个弱点，即出于安全考虑，冷却水从下往上流动，当低温水经过下部加热后到了上部已经减弱了其传热能力，这也是造成上部铜板温度上升的原因。由于温度分布的不均匀，还造成了不同部位铜板的变形不同，因此应该按照不同的温度分布特征，为避免弯月面附近的铜板过度变形，采取上下厚度不一的结构，以减缓由于变形和热膨胀带来的附加气隙，也可根据铜板变形值和铸坯凝固收缩值，计算铜板与凝固坯壳间的气隙厚度。
5 结晶器的锥度设计
气隙的出现会降低结晶器的传热效果，导致结晶器传热能力下降。为消除或减少气隙的影响，结晶器内腔应按钢种的不同收缩特性和结晶器铜板的热变形程度，设计成一定的倒锥度。研究表明，采用带有锥度（单锥度）的结晶器可使传热效率提高20％。而连续锥度结晶器其内腔则能更好地减少气隙的厚度，更好地满足高速连铸的工艺要求，可以使结晶器的传热效率提高43％[16]。结晶器内腔形状的设计、对倒锥度的选择应遵循：根据钢种的凝固收缩特性，结晶器内腔形状应最大限度地适合结晶器内凝固坯壳的实际形状，使整个结晶器中气隙厚度降到最低程度，从而改善结晶器的传热效果，以保证结晶器内坯壳厚度的均匀性及结晶器下口坯壳厚度。
在结晶器内，坯壳应保持与结晶器内壁相接触，既无空隙也不受到挤压，抛物线形结晶器提供了这种可能，因为抛物线形与铸坯凝固收缩服从统一规律。在弯月面附近由于结晶器热变形最大以及凝固壳发生相变的原因，而把此处的锥度设计成最大，一般为
