一种大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法与流程

本发明涉及钢连铸生产
技术领域：
，尤其涉及一种大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法。
背景技术：
：铸坯横断面尺寸大于200mm×200mm的方坯称为大方坯。连铸坯在凝固过程中，随着枝晶生长，溶质元素向液相中排出，富集在凝固末端两相区内。由于凝固末端凝固收缩、铸坯鼓肚、热应力和鼓肚造成凝固末端钢液的流动，促使溶质元素随钢液在较大范围内流动，最终造成中心部位溶质元素含量明显高于其他部位，形成中心偏析。中心疏松通常伴随着中心偏析产生，造成铸坯中心质量缺陷。铸坯中心偏析和中心疏松会引发钢材一系列质量问题：对于高碳线材钢，拉拔性能降低，拉断率增加；对于天然气输送管线钢，抗氢致裂纹(hic)能力下降，从而造成输送管破裂；对于海洋钻探与平台用结构钢，焊接性能降低等。因此连铸坯中心偏析和中心疏松严重制约了高品质钢的生产，备受冶金工作者的关注。连铸坯凝固末端轻压下技术作为改善铸坯中心疏松和中心偏析的有效手段，在过去几十年里取得了长足发展，并广泛运用于连铸生产过程。但由于连铸坯凝固末端轻压下量小，铸坯变形过程延展和宽展变形损耗使得传递到铸坯中心的压下量较小，无法完全达到消除铸坯中心偏析和疏松的目的。近些年，随着我国钢铁产业升级换代步伐的推进，对高品质钢的需求越来越迫切，要求越来越高。连铸坯凝固末端重压下技术，充分利用连铸坯凝固末端高温、大温度梯度这一有利条件，实施大压下量压下，提高铸坯中心压下效率，在充分补偿连铸坯凝固末端收缩的同时，进一步通过铸坯凝固坯壳变形，挤压两相区内浓缩钢液向上游(沿拉坯方向反向)流动，促使浓缩钢液重新混合稀释，从而使铸坯的凝固组织更加均匀致密，起到改善中心偏析和减少中心疏松的作用。这种技术能够在改善铸坯中心偏析的基础上，整体提高铸坯中心致密度，愈合大部分缺陷，为低圧缩比轧制创造良好条件。早在1980年，日本kawasaki钢铁公司mizushima炼钢厂3#大方坯弧形连铸机在凝固末端安装一对平砧实现连续锻压(continuousforging)功能，压下量可达40～140mm，压下位置为fs＝0.8时，铸坯中心偏析和疏松得到明显改善。日本新日铁提出了采用控制面压下技术(controlledplanereduction)。该技术在板坯凝固末端采用两个移动的砧板(bar)来支撑和压下未凝固铸坯，能够很好的抑制凝固末端钢液的流动和补偿凝固收缩，板坯中心偏析和中心疏松改善明显。近年来，日本sumitomo金属提出了改善铸坯疏松的pccs工艺(porositycontrolofcastingslab)，该工艺在fs>0.8时实施大压下，可以有效愈合铸坯内部缩孔、疏松等缺陷。韩国posco提出了采用增强扇形段完成凝固末端重压下的posharp技术，该技术在压下位置fs＝0.3-0.6实施时，铸坯中心位置可最大限度得到控制，且可以有效避免铸坯压下裂纹的产生。国内东北大学提出了大方坯连铸凸型辊末端重压下技术，以及增强宽厚板坯扇形段末端重压下技术，能够显著提高铸坯压下效率，进一步提高铸坯中心致密度。北京科学技术大学提出了利用thercast软件对板坯凝固过程进行了模拟和试验，研究表明：在压下位置fs＝0.8实施重压下时，铸坯内部偏析改善无效果，但有利于改善疏松，且产生内裂纹几率较小。鞍钢小方坯连铸机在进行拉矫机能力提升改造之后，实现了小方坯末端大压下功能，该技术应用表明：在压下位置fs＝0.56实施连铸坯凝固末端单辊压下，铸坯中心偏析和疏松改善明显。以上连铸坯凝固末端重压下技术进展和应用表明，无论采用何种重压下技术，在合适的连铸坯凝固末端实施重压下均能够取得良好的效果。从技术特点来看，无论是大方坯还是板坯连铸凝固末端重压下均采用单体设备在较短范围内完成重压下的一次性实施，且重压下效果明显；从压下设备特点来看，早期的重压下设备都采用独立于拉矫系统以外的额外压下装置来实施(比如：日本kawasaki钢铁公司连续锻压技术和新日铁控制面压下技术都需要增加压下能力更强的锻压装置)，随着连铸拉矫机能力的提升，现代连铸凝固末端大压下技术都采用拉矫设备直接实施压下，具有设备控制精度高和控制灵活的特点，且重压下工艺实施方便和效果明显。由此可见，随着连铸坯拉矫设备能力的提升，铸坯凝固末端实施重压下技术的前提条件已得到了充分保障，其关键是在合适的连铸坯凝固末端位置实施压下，特别是大方坯连铸机拉矫设备布置较为稀疏(各拉矫机相距1.5m左右)，其末端压下位置的选择至关重要。然而到目前之外，几乎所有轻压下位置都是根据现场工艺实验确定，且从现有报道来看，连铸坯凝固末端压下位置大相径庭，这大大阻碍了连铸坯凝固末端压下技术的推广和应用。技术实现要素：(一)要解决的技术问题本发明的目的在于提供一种大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法，该方法能够针对于不同铸坯有针对性地计算确定压下位置。(二)技术方案为了达到上述目的，本发明采用的主要技术方案包括：本发明提供一种大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法，具体为，通过铸坯中各溶质元素的最佳压下位置与各溶质元素的偏析程度权重耦合确定大方坯连铸凝固末端单辊压下位置。根据本发明，具体包括如下步骤：s1、获取铸坯中各溶质元素i的最佳压下位置的数值；s2、获取铸坯中各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值；s3、根据各溶质元素i的最佳压下位置的数值和各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值，按照如下公式计算大方坯连铸凝固末端单辊压下位置根据本发明，步骤s1包括如下子步骤：s1.1、获取铸坯中的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cl,i、压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值；s1.2、针对于每个溶质元素i，将步骤s1.1中确定的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cli的数值分别带入公式获得分别对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki、单辊压下位置处两相区固相率fs与单辊压下两相区溶质排除率ε之间的ki-fs-ε函数关系；s1.3、将步骤s1.1中确定的压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值带入公式获得单辊压下两相区溶质排除率ε与单辊压下位置处两相区固相率fs的ε-fs函数关系；s1.4、将ε-fs函数关系分别带入与各溶质元素i相对应的ki-fs-ε函数关系，获得分别对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki与单辊压下位置处两相区固相率fs之间的ki-fs函数关系；s1.5、针对各溶质元素i对应的ki-fs函数关系，获得连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki取最小值时的单辊压下位置处两相区固相率fs，该单辊压下位置处两相区固相率fs为最佳压下位置根据本发明，在步骤s2中：当碳元素的重量百分比小于0.53wt％时，各溶质元素i的偏析程度权重φi为其中，kδ/l为δ铁素体/液相界面处溶质分配系数；当碳元素的重量百分比大于等于0.53wt％时，各溶质元素i的偏析程度权重φi为其中，kγ/l为γ奥氏体/液相界面处溶质分配系数。根据本发明，对应于溶质元素碳：kδ/l取0.19，kγ/l取0.34；对应于溶质元素硅：kδ/l取0.77，kγ/l取0.52；对应于溶质元素锰：kδ/l取0.76，kγ/l取0.78；对应于溶质元素磷：kδ/l取0.23，kγ/l取0.13；对应于溶质元素硫：kδ/l取0.05，kγ/l取0.035。(三)有益效果本发明的有益效果是：本发明提出大方坯连铸凝固末端单辊压下位置由所浇铸钢中各溶质元素最佳压下位置和各溶质元素偏析程度权重耦合确定。这样将钢中各溶质元素的最佳压下位置耦合考虑钢中溶质元素的偏析程度来确定连铸坯凝固末端单辊压下位置，可以针对具有不同组分及其含量的钢做有针对性的计算，无需根据现场工艺实验确定，且计算结果更加准确。附图说明图1是实施例一和实施例二中的大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法的流程示意图；图2为计算大方坯连铸坯凝固末端单辊压下最佳位置具体实施流程图；图3是大方坯连铸示意图；图4为大方坯连铸凝固末端单辊压下示意图；图5为大方坯连铸凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki的变化规律示意图。具体实施方式为了更好的解释本发明，以便于理解，下面结合附图，通过具体实施方式，对本发明作详细描述。实施例一在本实施例中，以断面320mm×410mm的高强度耐候钢yq450nqr1为例，浇注过热度为25℃，拉速为0.75m/min。高强度耐候钢yq450nqr1主要成分如表1所示。表1成分csimnps含量(wt.％)0.120.401.350.0140.014结合图1，本实施例中提供的大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法包括如下步骤：s1、获取铸坯中各溶质元素i的最佳压下位置的数值。其中，各溶质元素i指的是主要成分，对于微量成分，可不予考虑。具体包括如下子步骤：s1.1、本领域技术人员根据公知技术可直接或间接获取到铸坯中的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cl,i、压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值。s1.2、针对于每个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，将步骤s1.1中确定的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cl,i的数值分别带入公式获得分别对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki、单辊压下位置处两相区固相率fs与单辊压下两相区溶质排除率ε之间的ki-fs-ε函数关系，即针对每一个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，都有一个ki-fs-ε函数关系。s1.3、将步骤s1.1中确定的压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值带入公式获得单辊压下两相区溶质排除率ε与单辊压下位置处两相区固相率fs的ε-fs函数关系，该ε-fs函数关系适用于所有溶质元素i。s1.4、将ε-fs函数关系分别带入与各溶质元素i相对应的ki-fs-ε函数关系，获得分别对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki与单辊压下位置处两相区固相率fs之间的ki-fs函数关系，即针对每一个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，都有一个ki-fs函数关系。s1.5、针对各溶质元素i对应的ki-fs函数关系，获得连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki取最小值时的单辊压下位置处两相区固相率fs，该单辊压下位置处两相区固相率fs为最佳压下位置其中，可以ki为纵坐标，以fs为横坐标绘制ki-fs函数关系对应的曲线图，在图中选取ki值最低点时fs的值作为当然，也可以采用计算软件直接求得。根据上述步骤，计算获得钢中各溶质元素的最佳压下位置见表2。表2s2、获取铸坯中各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值。具体为：在本实施例中，从表1中可看出，碳元素的重量百分比为0.12wt％，小于0.53wt％。此时，高强度耐候钢yq450nqr1连铸凝固过程中首先从钢液中形成δ铁素体，然后发生包晶反应(l+δ铁素体→γ奥氏体)，溶质偏析程度由δ铁素体/液相界面处溶质分配系数kδ/l所决定，各溶质元素i的偏析程度权重φi为其中，kδ/l为δ铁素体/液相界面处溶质分配系数，对应于溶质元素碳：kδ/l取0.19；对应于溶质元素硅：kδ/l取0.77；对应于溶质元素锰：kδ/l取0.76；对应于溶质元素磷：kδ/l取0.23；对应于溶质元素硫：kδ/l取0.05。由此，计算出各溶质元素i的偏析程度权重φi见表3。表3成分csimnpsφi5.261.301.324.3520s3、根据步骤s1和步骤s2计算出的各溶质元素i的最佳压下位置的数值和各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值，按照如下公式计算大方坯连铸凝固末端单辊压下位置最终为0.85，按照此数值实施后铸坯横向低倍无中心缩孔、中心裂纹缺陷，铸坯中心碳偏析指数<1.05，中心疏松缺陷评级≤1.0级。实施例二结合图1，在本实施例中，以断面380mm×280mm的重轨钢u75连铸坯为例，浇注过热度为25℃，拉速为0.68m/min。重轨钢u75主要成分如表4所示。表4成分csimnps含量(wt.％)0.760.640.890.0140.014本实施例中提供的大方坯连铸凝固末端单辊压下位置确定方法包括如下步骤：s1、获取铸坯中各溶质元素i的最佳压下位置的数值。其中，各溶质元素i指的是主要成分，对于微量成分，可不予考虑。具体包括如下子步骤：s1.1、本领域技术人员根据公知技术可直接或间接获取到铸坯中的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cl,i、压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值。s1.2、针对于每个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，将步骤s1.1中确定的固相密度ρs、液相密度ρl、溶质元素i在固相中的浓度cs,i、溶质元素i在液相中的浓度cl,i的数值分别带入公式获得对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki、单辊压下位置处两相区固相率fs与单辊压下两相区溶质排除率ε之间的ki-fs-ε函数关系，即针对每一个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，都有一个ki-fs-ε函数关系。s1.3、将步骤s1.1中确定的压下效率η、铸坯宽度w、压下量δh、铸坯凝固末端单辊压下位置处液芯面积s的数值带入公式获得单辊压下两相区溶质排除率ε与单辊压下位置处两相区固相率fs的ε-fs函数关系，该ε-fs函数关系适用于所有溶质元素i。s1.4、将ε-fs函数关系分别带入与各溶质元素i相对应的ki-fs-ε函数关系，获得对应于各溶质元素i的连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki与单辊压下位置处两相区固相率fs之间的ki-fs函数关系，即针对每一个溶质元素i(即c、si、mn、p、s)，都有一个ki-fs函数关系。s1.5、针对各溶质元素i对应的ki-fs函数关系，获得连铸坯凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki取最小值时的单辊压下位置处两相区固相率fs，该单辊压下位置处两相区固相率fs为最佳压下位置其中，可以ki为纵坐标，以fs为横坐标绘制ki-fs函数关系对应的曲线图，在图中选取ki值最低点时fs的值作为当然，也可以采用计算软件直接求得。根据上述步骤，计算获得钢中各溶质元素的最佳压下位置见表5。表5s2、获取铸坯中各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值。具体为：在本实施例中，从表4中看出，碳元素的重量百分比为0.76wt％，大于0.53wt％。此时，重轨钢u75v连铸凝固过程中直接从钢液中形成γ奥氏体，溶质偏析程度由γ奥氏体/液相界面处溶质分配系数kγ/l所决定，各溶质元素i的偏析程度权重φi为其中，kγ/l为γ奥氏体/液相界面处溶质分配系数，对应于溶质元素碳：kγ/l取0.34；对应于溶质元素硅：kγ/l取0.52；对应于溶质元素锰：kγ/l取0.78；对应于溶质元素磷：kγ/l取0.13；对应于溶质元素硫：kγ/l取0.035。由此，计算出各溶质元素i的偏析程度权重φi见表6。表6成分csimnpsφi2.941.921.827.6928.57s3、根据步骤s1和步骤s2计算出的各溶质元素i的最佳压下位置的数值和各溶质元素i的偏析程度权重φi的数值，按照如下公式计算大方坯连铸凝固末端单辊压下位置最终为0.88，按照此数值实施后铸坯横向低倍无中心缩孔、中心裂纹缺陷，铸坯中心碳偏析指数<1.08，中心疏松缺陷评级≤1.0级。综合上述实施例一和实施例二，本发明提出大方坯连铸凝固末端单辊压下位置由所浇铸钢中各溶质元素最佳压下位置fs和各溶质元素i偏析程度权重φi耦合确定。这样将钢中各溶质元素的最佳压下位置耦合考虑钢中溶质元素的偏析程度来确定连铸坯凝固末端单辊压下位置，可以针对具有不同组分及其含量的钢做有针对性的计算，无需根据现场工艺实验确定，且计算结果更加准确。进一步，为了更加清晰地说明上述实施例一和实施例二中所应用的公式的含义，如下结合图2介绍上述公式的建立过程以及设计思路。步骤1，根据具体工艺条件，确定铸机特征参数(结晶器长度、铸坯尺寸、二冷各区位置和长度、压下辊位置、压下辊径等)、连铸工艺参数(浇铸温度、拉速、结晶器冷却水流量、进出口温差、二冷水各区流量等)、钢的热物性参数(密度、导热系数、比热、焓变、等)。步骤2，连铸坯凝固传热计算。连铸温度场计算图3为连铸示意图，为节约计算时间，选择铸坯横截面的1/4作为研究对象，钢连铸过程的二维凝固传热控制方程如下：其中：t为温度，℃；ρ为密度，kg/m3；cp为热容，j/(kg·℃)；keff为导热系数，w/(m·℃)；l为凝固潜热，j/kg；fs为固相分率；t为时间，s；x和y分别为铸坯横截面宽面和窄面方向长度，m。为了计算整个铸流铸坯温度分布，将整个铸流划分为连续单元切片，切片产生于连铸结晶器弯月面处，整个切片初始温度与浇铸温度相等。随后单元切片以拉速相同的运动速度从结晶器向下运动，直到消失于连铸坯火焰切割处。单元切片温度采用有效体积法并结合不同位置处边界条件所确定：(a)结晶器在结晶器冷却区，结晶器传热采用davies等提出的经验公式其中：q为热流密度，w/m2；z为离弯月面的距离，m；vc为拉速，m/s。(b)二冷区连铸二冷区传热边界条件较为复杂，二冷区铸坯表面热量传递包括：铸坯表面辐射散热、铸坯表面与冷却水雾间的强制对流换热、冷却水加热蒸发传热、铸坯与支撑辊接触导热等。为简化处理，将二冷区冷却水加热蒸发传热、铸坯与支撑辊接触导热等传热方式带走的热量，采用增大对流系数的方式来考虑。因此连铸二冷区的传热可简化表示为对流传热和辐射传热之和。q＝h(tsurf-tamb)+σεb[(tsurf+273.15)4-(tamb+273.15)4](3)其中：h为综合对流换热系数，w/(m2·℃)；tsurf为铸坯表面温度，℃；tamb为环境温度，℃；σ为stefan-boltzman常数5.67×10-8w/(m2·k4)；εb为铸坯表面黑度系数，取0.8。(c)空冷区在空冷区内，铸坯表面主要以辐射的方式向外散热，辐射换热的热流公式如下：q＝σε[(tsurf+273.15)4-(tamb+273.15)4](4)步骤3、获得铸坯中心冷却速率、中心固相率结合单元切片所处位置和经历的时间关系，采用显示差分法求得单元切片各节点温度，从而求得铸坯中心冷却速率，即其中，cr为中心冷却速率，℃/s；tc为节点温度，℃。同样可求得铸坯中心固相率fs，即式中：tl为液相线温度，℃；ts为固相线温度，℃。步骤4、计算连铸坯两相区溶质偏析如图4所示，在连铸坯凝固末端采用单辊压下方式能够有效补充钢液凝固收缩，同时还能够通过变形坯壳挤压两相区内富含溶质元素的浓缩钢液向上游(拉坯反方向)排出，从而达到消除中心偏析，提高铸坯中心致密度的目的。单辊压下前，单辊压下位置处两相区体积为vm，平均溶质密度为ρm，平均溶质元素i的含量为cin,i，固相体积为vs，固相密度为ρs，溶质元素i在固相中的浓度为cs,i，液相体积为vl，液相密度为ρl，溶质元素i在液相中的浓度为cl,i，根据溶质质量守恒原理可得如下关系式：ρmvmcin,i＝ρsvscs,i+ρlvlcl,i(6)两相区平均溶质密度ρm与两相区内固相密度ρs和液相密度ρl满足如下关系式：ρm＝fsρs+flρl(7)其中：fs和fl分别为固相体积分率和液相体积分率，可分别由下式(8)和式(9)求得：将式(7)～(9)代入式(6)，经整理可得压下前两相区平均溶质浓度cin,i的表达式如下：当实施单辊轻压下时，铸坯坯壳变形使得两相区体积减小vd，从而使得两相区内的浓缩钢液向上游挤压排出。假设剩余的两相区平均溶质浓度为cout,i，再次根据溶质质量守恒原理可得如下关系式：ρm(vs+vl-vd)cout,i＝ρsvscs,i+ρl(vl-vd)cl,i(11)并且单辊压下两相区溶质排除率ε可表示为压下铸坯变形使得两相区减小体积vd与两相区原有液相体积vl之比：其中，vd＝ηwδh；vl＝(1-fs)s。将式(7)～(9)和式(12)代入式(11)，经整理可得单辊压下后两相区平均溶质密度cout,i表达式如下：因此单辊压下后，铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki为压下后两相区平均溶质浓度cout,i与压下前两相区平均溶质浓度cin,i之比：由于固相体积分率fs和液相体积分率fl满足如下关系式：fl＝1-fs(15)所以将式(15)代入式(14)可得到连铸坯凝固末端单辊压下后，铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki的表达式如下：图5为大方坯连铸凝固末端单辊压下后铸坯中心两相区平均溶质偏析率ki的变化规律。本发明定义不同溶质元素宏观偏析率极小值(ki,min)所对应单辊压下位置处铸坯中心固相率为即该元素的最佳压下位置。当单辊压下位置处时，随着fs的增加，连铸坯固液两相区内枝晶生长的同时，溶质元素不断向液相中排出，造成枝晶间溶质元素富集，溶质微观偏析指数增加。虽然压下效率随着固相率的增加存在减少趋势，但压下能有效地使枝晶间偏析溶质元素挤压排出，两相区宏观溶质偏析率随着压下位置固相率的增加而降低，从而有效地防止铸坯中心偏析形成。当单辊压下位置时，随着固相率的增加，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，并且枝晶间部分偏析溶质元素开始凝固，溶质元素宏观偏析开始形成，压下已经不能有效地抑制溶质元素偏析的形成。因此溶质元素i的最佳压下位置为但不同溶质元素最佳压下位置不尽相同。步骤6、计算凝固析出相由于钢中溶质元素偏析与钢液凝固过程中析出固相溶解度有关，钢中各溶质元素偏析程度权重φi为钢水凝固过程中溶质元素i在固相中的溶解能力所决定，溶质元素i在固相中溶解度越低，溶质偏析越严重；溶质元素i在固相中溶解度越高，溶质偏析越轻。即：钢水凝固时固液界面处溶质分配系数越小，溶质从固相向液相排出越多，溶质偏析越严重。为此，所述钢中各溶质元素偏析程度权重φi可由钢水凝固过程中固液界面处溶质分配系数ki的倒数所决定。当碳元素的重量百分比小于0.53wt％时，钢水首先凝固形成δ铁素体，溶质偏析程度由δ铁素体/液相界面处溶质分配系数kδ/l所决定，即:当碳元素的重量百分比大于等于0.53wt％时，钢水凝固形成γ奥氏体，溶质偏析程度由γ奥氏体/液相界面处溶质分配系数kγ/l所决定，即:钢中主要溶质元素溶质分配系数见表7。表7元素csimnpskδ/l0.190.770.760.230.05kγ/l0.340.520.780.130.035步骤7、计算溶质偏析程度权重φi确定碳元素的重量百分比是小于0.53wt％还是大于等于0.53wt％后，按照上述两个公式计算溶质偏析程度权重φi。8、计算连铸坯凝固末端单辊压下位置为此，大方坯连铸凝固末端单辊压下位置由所浇铸钢中各溶质元素最佳压下位置fs,i和各溶质元素偏析程度权重φi所决定，即：综上，根据连铸坯凝固传热计算，获得大方坯中心冷却速率和固相率，作为连铸坯两相区中心偏析计算的输入条件。结合连铸坯两相区中心偏析计算，定量确定不同位置处实施单辊压下，铸坯中心溶质偏析改善程度，获得不同溶质元素最佳压下位置在此基础上，根据钢液凝固过程中，首先析出相(δ或γ相)，确定溶质偏析程度。从而获得大方坯连铸凝固末端单辊压下最佳位置。该位置实施压下不仅能够有效补偿连铸坯凝固收缩，还能够通过铸坯变形挤压两相区富集溶质元素的浓缩钢液排出，从而有效改善铸坯中心偏析，提高铸坯中心致密度。总体而言，本发明基于连铸坯凝固末端压下挤压铸坯液芯变形造成两相区内富含溶质元素的浓缩钢液向上游(拉坯反方向)排出这一原理，建立了连铸坯凝固末端单辊压下后平均溶质偏析率模型，定量确定了钢中各溶质元素的最佳压下位置，并耦合考虑钢中溶质元素的偏析程度，以更加准确地确定连铸坯凝固末端单辊压下位置。并且，本发明考虑了钢中各溶质元素偏析程度和钢水凝固过程中相变对钢中溶质元素偏析程度的影响，从而为消除钢中易偏析元素(比如：碳、硫等)选择最佳压下位置提供了可靠方法。并且，本发明考虑了钢中成分和浇铸条件对钢凝固过程溶质偏析的影响，能够根据连铸条件(钢中成分等)实时调整连铸坯凝固末端压下位置，应用效果稳定，降低了工业试验成本，缩短了新产品连铸工艺开发周期，提高了经济效益。以上内容仅为本发明的较佳实施例，对于本领域的普通技术人员，依据本发明的思想，在具体实施方式及应用范围上均会有改变之处，本说明书内容不应理解为对本发明的限制。当前第1页12