本發(fā)明涉及的是冶金連鑄技術(shù)，具體涉及一種預測連鑄生產(chǎn)的鑄坯微觀組織的方法。

背景技術(shù)：

鋼連鑄過程實質(zhì)上是鋼液連續(xù)冷卻凝固成型過程，當鋼液在結(jié)晶器水冷作用下，鋼液與結(jié)晶器表面接觸位置大量形核，并逐漸向鑄坯中心生長。鑄坯凝固組織生長的同時伴隨著鋼中溶質(zhì)在不同相之間的重新分配，由于鋼中溶質(zhì)元素在固相中的溶解度低于在液相中的溶解度，所以凝固過程中，枝晶從鑄坯表面向中心生長的同時伴隨著溶質(zhì)元素向枝晶臂壁間富集，如果富集在枝晶臂間的溶質(zhì)元素在凝固末期不能有效擴散，將會造成短距離(10～100μm)溶質(zhì)成分波動形成枝晶間微觀偏析。

連鑄過程中鋼液流動促使枝晶間溶質(zhì)元素發(fā)生長距離的遷徙，將會引起鑄坯較大范圍內(nèi)的溶質(zhì)成分波動進而形成鑄坯宏觀偏析。同時，鑄坯凝固組織生長同時伴隨著凝固收縮，如果枝晶過度生長，造成枝晶搭橋，使得凝固收縮得不到鋼液補充，將會形成疏松、縮孔等缺陷。這些連鑄坯凝固缺陷在后續(xù)熱加工處理過程得不到有效消除，將會影響最終鋼產(chǎn)品性能。

由此可見，連鑄坯凝固組織與鑄坯缺陷之間有直接關(guān)系，且對最終鋼產(chǎn)品質(zhì)量產(chǎn)生重要影響。為此，連鑄坯凝固微觀組織預測對于優(yōu)化連鑄工藝，控制連鑄坯凝固組織，提高鑄坯質(zhì)量至關(guān)重要。

現(xiàn)有技術(shù)中的連鑄坯凝固組織檢驗方法是判斷連鑄坯質(zhì)量的常用手段，主要有硫印檢驗方法、熱酸蝕檢驗方法、冷酸蝕檢驗方法、電解腐蝕檢驗方法和枝晶腐蝕檢驗方法等。這些連鑄坯凝固組織檢測方法主要針對已經(jīng)生產(chǎn)連鑄坯進行取樣檢測分析，需要一定的試樣加工和分析時間，檢測周期較長，成本較大，勞動強度大，環(huán)境污染，對人體健康有傷害。為此，現(xiàn)有的連鑄坯凝固組織檢測大多作為連鑄坯生產(chǎn)過程隨檢手段，檢測樣本少，難以真實反映大生產(chǎn)過程不同連鑄工藝條件下連鑄坯凝固組織，且檢測周期長，滯后性嚴重，難以用于實時指導連鑄工業(yè)生產(chǎn)。

另外，現(xiàn)有技術(shù)中的數(shù)值模擬作為一種高效低成本手段，越來越受到冶金工作者的重視。數(shù)值模擬預測法基于鋼連鑄凝固傳熱機理，結(jié)合凝固形核原理，建立鋼連鑄凝固組織長數(shù)學模型，預測連鑄鋼液凝固過程。該方法較試驗測量法具有成本低、效率高、分析全面等優(yōu)點。由于鋼連鑄過程是個復雜的高溫鋼液凝固過程，涉及到宏微觀多物理場的耦合計算，現(xiàn)有的鋼連鑄坯凝固組織數(shù)學模型，大多基于procast商業(yè)軟件的模塊所建立，該模型移植性較差，且后期二次開發(fā)較困難，難以滿足鋼連鑄生產(chǎn)過程工藝優(yōu)化和凝固組織控制方面的要求。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

為解決現(xiàn)有技術(shù)中的問題，本發(fā)明提供一種預測連鑄生產(chǎn)的鑄坯微觀組織的方法。

第一方面，本發(fā)明提供一種預測連鑄生產(chǎn)的鑄坯微觀組織的方法，包括：

收集使用待分析鋼種生產(chǎn)鑄坯的連鑄設(shè)備的設(shè)備參數(shù)和工藝參數(shù)；

針對待分析的鋼種參數(shù)，確定該鋼種的熱物性參數(shù)；

利用預先建立的宏微觀多尺度數(shù)學模型結(jié)合所述設(shè)備參數(shù)、工藝參數(shù)和所述鋼熱物性參數(shù)，預測當前連鑄設(shè)備對應(yīng)的鑄坯的組織信息。

可選地，針對待分析的鋼種參數(shù)，確定該鋼種的熱物性參數(shù)，包括：

依據(jù)枝晶間溶質(zhì)守恒原理和枝晶間溶質(zhì)擴散原理建立枝晶間溶質(zhì)微觀偏析數(shù)學模型；

根據(jù)待分析的鋼種成分、冷卻強度，通過所述枝晶間溶質(zhì)微觀偏析數(shù)學模型，獲取鋼液凝固過程中枝晶間溶質(zhì)偏析和相變信息；

根據(jù)所述枝晶間溶質(zhì)偏析和相變信息，獲取鋼種的熱物性參數(shù)；

所述熱物性參數(shù)包括下述的一種或多種：液相線溫度、固相線溫度、導熱系數(shù)、密度、比熱和凝固潛熱數(shù)據(jù)。

可選地，根據(jù)所述枝晶間溶質(zhì)偏析和相變信息，獲取鋼種的熱物性參數(shù)，包括：

根據(jù)公式一，確定鋼液的液相線溫度tl；

公式一：

根據(jù)公式二，確定鋼液凝固過程中δ/γ相轉(zhuǎn)變開始溫度tar4；

公式二：

根據(jù)公式三，確定鋼液的導熱系數(shù)k；

公式三：k＝kαfα+kδfδ+kγfγ+klfl；

根據(jù)公式四，確定鋼液的鋼密度ρ；

公式四：ρ＝ργfγ+ρδfδ+ρlfl；

根據(jù)公式五，確定鋼液的凝固潛熱數(shù)據(jù)c；

公式五：c＝cαfα+cδfδ+cγfγ+clfl；

其中，c^δl,i為溶質(zhì)元素i在鋼液的δ/l相界面處液相中的濃度；mi和ni分別為偽二元fe-i相圖中液相線和ar4線斜率；c⁰l,i為元素i在鋼液中的初始濃度，％；ki^δ/l為溶質(zhì)元素i在δ/l界面平衡分配系數(shù)；

kα，kδ，kγ，kl分別為α相，δ相，γ相和l相導熱系數(shù)；fα，fδ，fγ，fl分別為α相，δ相，γ相和l相所占的分率；cα，cδ，cγ，cl分別為α相，δ相，γ相和l相比熱容；ρα，ρδ，ργ，ρl分別為α相，δ相，γ相和l相密度。

可選地，所述工藝參數(shù)包括下述的一種或多種：

澆鑄溫度、拉速、鋼種成分、結(jié)晶器水量、溫升和二冷各區(qū)水量；

和/或，

所述設(shè)備參數(shù)包括下述的一種或多種：

結(jié)晶器長度、結(jié)晶器的有效高度、結(jié)晶器水槽尺寸與分布、銅板厚度、二冷區(qū)長度、二冷噴嘴布置；

和/或，

所述鑄坯的組織信息包括下述的一種或多種：

定量化地表征晶粒尺寸、定量化地表征柱狀晶向等軸晶轉(zhuǎn)變位置、定量化地表征等軸晶率和定量化地表征鑄坯不同區(qū)域的坯殼厚度。

可選地，利用預先建立的宏微觀多尺度數(shù)學模型結(jié)合所述設(shè)備參數(shù)、工藝參數(shù)和所述鋼熱物性參數(shù)，預測當前連鑄設(shè)備對應(yīng)的鑄坯的組織信息的步驟之前，所述方法還包括：

依據(jù)鋼連鑄過程的傳熱原理及生產(chǎn)鑄坯的各連鑄設(shè)備的傳熱信息，建立宏微觀多尺度數(shù)學模型。

可選地，所述宏微觀多尺度數(shù)學模型包括：

依據(jù)鋼連鑄過程的傳熱原理及生產(chǎn)鑄坯的各連鑄設(shè)備的傳熱信息建立的宏觀傳熱模型；

在預測過程中使用宏觀傳熱模型的預測結(jié)果對鑄坯組織信息預測的微觀枝晶生長模型。

可選地，所述宏觀傳熱模型包括：

定義鋼連鑄過程的二維凝固傳熱控制方式為：

式中：t為溫度，℃；ρ為密度，kg/m³；cp為熱容，j/(kg·℃)；keff為導熱系數(shù)，w/(m·℃)；l為凝固潛熱，j/kg；fs為固相分率；t為時間，s；x和y分別為鑄坯橫截面寬面和窄面方向長度，m；

定義結(jié)晶器冷卻區(qū)的結(jié)晶器傳熱為：

式中：q為熱流密度，w/m²；z為離彎月面的距離，m；vc為拉速，m/s；

定義連鑄二冷區(qū)的傳熱表示對流傳熱和輻射傳熱之和，具體為：

q＝h(tsurf-tamb)+σε[(tsurf+273.15)⁴-(tamb+273.15)⁴]；

式中：h為綜合對流換熱系數(shù)，w/(m²·℃)；tsurf為鑄坯表面溫度，℃；tamb為環(huán)境溫度，℃；σ為stefan-boltzman常數(shù)5.67×10^-8w/(m²·k⁴)；ε為鑄坯表面黑度系數(shù)；

定義空冷區(qū)輻射換熱為：

q＝σε[(tsurf+273.15)⁴-(tamb+273.15)⁴]；

定義鑄坯不同區(qū)域/位置處冷卻速率cri為：

式中：tl為液相線溫度，℃；ts為固相線溫度，℃；△t為凝固時間。

可選地，所述微觀枝晶生長模型包括：

固液兩相中的溶質(zhì)擴散控制過程表示為：

式中：t為時間，dl和ds分別為固液兩相中溶質(zhì)擴散系數(shù)，fs為固相分率，k為溶質(zhì)平衡分配系數(shù)；

枝晶尖端過冷度δt表示為：

式中：c0為合金初始濃度，cl^*為固液界面處液相溶質(zhì)濃度，m0為液相線斜率，г為gibbs-thomson系數(shù)，κ為固液界面曲率，為界面能各向異性函數(shù)，θ為枝晶擇優(yōu)生長角度，為固液界面法相與x軸的夾角；

固液界面曲率κ由固液界面處固相率梯度表示：

固液相界面張力的各向異性表示為：

枝晶尖端生產(chǎn)速度受固液相界面處溶質(zhì)濃度控制，表示為：

式中：(fs)x和(fs)y為固相率的一階偏導，(fs)xx，(fs)xy和(fs)yy為固相率的二階偏導，ε為界面各向異性參數(shù)；

vn為界面法相移動速度，k為溶質(zhì)平衡分配系數(shù)，ds為溶質(zhì)元素在固相中擴散系數(shù)，dl為溶質(zhì)元素在液相中擴散系數(shù)。

本發(fā)明具有的有益效果如下：

本發(fā)明的方法為了保證計算效率，在連鑄宏觀凝固傳熱的基礎(chǔ)上，耦合鋼液內(nèi)部形核和晶粒生長在內(nèi)的微觀傳輸現(xiàn)象，建立連鑄坯凝固組織的宏微觀多尺度數(shù)學模型，實現(xiàn)建立的模型預測不同連鑄工藝條件對連鑄坯凝固組織的影響，為優(yōu)化連鑄工藝，控制連鑄坯凝固組織提供了理論指導。

此外，宏微觀多尺度數(shù)學模型內(nèi)所涉及鋼種物性參數(shù)均由溶質(zhì)微觀偏析模型計算所得，避免了現(xiàn)有的傳統(tǒng)模型采用常數(shù)和簡單的經(jīng)驗回歸公式處理鋼種熱物性參數(shù)(例如液相線溫度、固相線溫度、導熱系數(shù)、密度、比熱、凝固潛熱等)，無法表征鋼液凝固過程溶質(zhì)偏析和相變對鋼種熱物性參數(shù)的影響的弊端，顯著提高了模型計算精度。

附圖說明

圖1為本發(fā)明提供的預測連鑄生產(chǎn)的鑄坯微觀組織的方法的功能結(jié)構(gòu)圖；

圖2為本發(fā)明提供的宏微觀多尺度數(shù)學模型中使用的枝晶形貌示意圖；

圖3為本發(fā)明提供的宏微觀多尺度數(shù)學模型中連鑄宏觀傳熱計算的示意圖；

圖4為本發(fā)明提供的預測連鑄生產(chǎn)的鑄坯微觀組織的方法的流程圖；

圖5(a)為實測重軌鋼u75v連鑄坯的組織信息的示意圖；

圖5(b)為預測重軌鋼u75v連鑄坯的組織信息的示意圖。

具體實施方式

為了更好的解釋本發(fā)明，以便于理解，下面結(jié)合附圖，通過具體實施方式，對本發(fā)明作詳細描述。

結(jié)合圖1至圖3所示，本實施例的預測方法可由熱物性參數(shù)計算、宏觀凝固傳熱計算、凝固組織生長計算、結(jié)果輸出四部分內(nèi)容組成。

(1)熱物性參數(shù)計算

圖2示出了鋼連鑄坯枝晶生長示意圖。在圖2中，假設(shè)枝晶形貌橫截面為正六邊形，首先依據(jù)枝晶間溶質(zhì)守恒原理和溶質(zhì)擴散原理建立溶質(zhì)微觀偏析數(shù)學模型；

然后根據(jù)鋼種成分和冷卻強度，結(jié)合鋼液凝固過程中枝晶間溶質(zhì)偏析數(shù)學模型，計算鋼液凝固過程中枝晶間溶質(zhì)偏析和相變信息，并在此基礎(chǔ)上獲取鋼種的熱物性參數(shù)，例如計算液相線溫度、固相線溫度、導熱系數(shù)、密度、比熱、凝固潛熱、等鋼種熱物性參數(shù)，從而為宏微觀多尺度數(shù)學模型提供準確地鋼種物性參數(shù)。

溶質(zhì)微觀偏析數(shù)學模型中溶質(zhì)擴散采用如下公式計算：

初始條件：當t＝0時，

邊界條件：當x＝0，λ/2時，

以上各式中，λ為二次枝晶間距，m；c⁰l,i，cl,i，cs,i分別為元素i在鋼液中的初始濃度，液相l(xiāng)和固相s中溶質(zhì)濃度，％；ds,i(t)為溶質(zhì)元素i在固相s中的擴散系數(shù)，m²/s；t為時間，s；ki^s/l，ki^δ/l，ki^γ/l分別為溶質(zhì)元素i在s/l，δ/l，γ/l界面平衡分配系數(shù)，具體物性參數(shù)見表1。

鋼液相線溫度tl和凝固過程中δ/γ相轉(zhuǎn)變開始溫度tar4分別采用如下表達式：

式中：c^δl,i為元素i在δ/l相界面處液相中的濃度；mi和ni分別為偽二元fe-i相圖中液相線和ar4線斜率，具體見表1。

隨著鋼凝固過程的推進，鋼液中溶質(zhì)元素mn、s在固液界面前沿富集。當溶質(zhì)元素濃度超過鋼液中mns平衡溶解度時，將以[mn]+[s]＝(mns)反應(yīng)析出mns，其標準吉布斯自由能變δgθ(j/mol)采用下式計算：

液相中：δg^θ＝-165248.81+90.90t(6)

δ相中：δg^θ＝-202598.52+81.77t(7)

γ相中：δg^θ＝-176892.30+57.95t(8)

此時，固液界面前沿剩余溶質(zhì)元素濃度為平衡濃度：

式中：fmn和fs分別為鋼液中溶質(zhì)元素mn，s的活度系數(shù)，可由下式計算所得：

式中：eiⁱ，ei^j為活度相互作用系數(shù)，如表2所示。

表1元素的平衡分配系數(shù)和擴散系數(shù)

注:r＝1.987cal/mol·k,t為開爾文溫度。

表21873k時活度相互作用系數(shù)

鋼導熱系數(shù)與溫度t(℃)，碳含量wc(％)以及相分率之間的如下關(guān)系式：

k＝kαfα+kδfδ+kγfγ+klfl(12)

式中：fα，fδ，fγ，fl分別為α相，δ相，γ相和l相分別所占的分率。

kγ＝21.6-8.35·10^-3t(15)

kl＝39.0(16)

a1＝0.425-4.385·10^-4t(17)

a2＝0.209+1.09·10^-3t(18)

鋼凝固過程中比熱與鋼中相組成之間滿足如下關(guān)系式：

式中：

鋼密度采用如下公式計算：

ρ＝ργfγ+ρδfδ+ρ1lfl(24)

ρl＝7100-73wc-(0.8-0.09wc)(t-1550)(27)

式中：ρ為鋼的密度，kg/m³；fγ，fδ和fl分別為鋼中γ-奧氏體相、δ-鐵素體相和液相所占的分率；t為溫度，℃；wc為c含量，％。

(2)宏觀凝固傳熱計算

本實施例中為節(jié)約計算時間，選擇鑄坯橫截面的1/4作為研究對象，如圖3所示，鋼連鑄過程的二維凝固傳熱控制方程如下：

式中：t為溫度，℃；ρ為密度，kg/m³；cp為熱容，j/(kg·℃)；keff為導熱系數(shù)，w/(m·℃)；l為凝固潛熱，j/kg；fs為固相分率；t為時間，s；x和y分別為鑄坯橫截面寬面和窄面方向長度，m。

為了計算整個鑄流鑄坯溫度分布，將整個鑄流劃分為連續(xù)單元切片，切片產(chǎn)生于連鑄結(jié)晶器彎月面處，整個切片初始溫度與澆鑄溫度相等。隨后單元切片以拉速相同的運動速度從結(jié)晶器向下運動，直到消失于連鑄坯火焰切割處。單元切片溫度采用有效體積法并結(jié)合不同位置處邊界條件所確定：

(a)結(jié)晶器

在結(jié)晶器冷卻區(qū)，結(jié)晶器傳熱采用davies等提出的經(jīng)驗公式

式中：q為熱流密度，w/m²；z為離彎月面的距離，m；vc為拉速，m/s。

(b)二冷區(qū)

連鑄二冷區(qū)傳熱邊界條件較為復雜，二冷區(qū)鑄坯表面熱量傳遞包括：鑄坯表面輻射散熱、鑄坯表面與冷卻水霧間的強制對流換熱、冷卻水加熱蒸發(fā)傳熱、鑄坯與支撐輥接觸導熱等。為簡化處理，將二冷區(qū)冷卻水加熱蒸發(fā)傳熱、鑄坯與支撐輥接觸導熱等傳熱方式帶走的熱量，采用增大對流系數(shù)的方式來考慮。因此連鑄二冷區(qū)的傳熱可簡化表示為對流傳熱和輻射傳熱之和。

q＝h(tsurf-tamb)+σε[(tsurf+273.15)⁴-(tamb+273.15)⁴](30)

式中：h為綜合對流換熱系數(shù)，w/(m²·℃)；tsurf為鑄坯表面溫度，℃；tamb為環(huán)境溫度，℃；σ為stefan-boltzman常數(shù)5.67×10^-8w/(m²·k⁴)；ε為鑄坯表面黑度系數(shù)，取0.8。

(c)空冷區(qū)

在空冷區(qū)內(nèi)，鑄坯表面主要以輻射的方式向外散熱，輻射換熱的熱流公式如下：

q＝σε[(tsurf+273.15)⁴-(tamb+273.15)⁴](31)

結(jié)合單元切片所處位置和經(jīng)歷的時間關(guān)系，采用顯示差分法求得單元切片各節(jié)點溫度，從而求得鑄坯不同位置處冷卻速率cri如下：

式中：tl為液相線溫度，℃；ts為固相線溫度，℃；△t為凝固時間，s。

(3)凝固組織生長計算

要完整地描述枝晶的生長行為，必須綜合考慮熱擴散、溶質(zhì)擴散、流動、界面能以及高速生長時的動力學效應(yīng)。由于金屬合金的熱擴散能力是溶質(zhì)擴散能力的103～104倍，金屬合金凝固過程微觀組織演變動力學主要受溶質(zhì)傳輸控制。在不考慮液相中強制對流和自然對流的情況下，固液兩相中的溶質(zhì)擴散控制方程可以用如下方程表示：

式中：t為時間，dl和ds分別為固液兩相中溶質(zhì)擴散系數(shù)，fs為固相分率，k為溶質(zhì)平衡分配系數(shù)。

枝晶尖端過冷度δt可用如下公式表示：

δt＝δtc+δtt+δtk+δtr(35)

式中：δtc、δtt、δtk和δtr分別為溶質(zhì)過冷、熱過冷、動力學過冷和曲率過冷。

由于動力學過冷只在非常高的凝固速率(快速凝固)下才對界面平衡溫度產(chǎn)生影響，所以鋼連鑄凝固過程可以忽略動力學過冷的影響，只考慮熱過冷、溶質(zhì)過冷和曲率過冷對枝晶尖端過冷度的影響。因此，枝晶尖端過冷度如下公式表示：

式中：c0為合金初始濃度，cl^*為固液界面處液相溶質(zhì)濃度，m0為液相線斜率，г為gibbs-thomson系數(shù)，κ為平均固液界面曲率，為界面能各向異性函數(shù)，θ為枝晶擇優(yōu)生長角度，為固液界面法相與x軸的夾角。

固液界面曲率由界面處固相率梯度確定，可如下公式計算：

固液界面張力的各向異性可由如下公式計算：

式中：(fs)x和(fs)y為固相率的一階偏導，(fs)xx，(fs)xy和(fs)yy為固相率的二階偏導，ε為界面各向異性參數(shù)。

枝晶尖端生長速度受界面處溶質(zhì)濃度控制，可由如下公式計算：

式中：vn為界面法相移動速度，k為溶質(zhì)平衡分配系數(shù)，ds為溶質(zhì)元素在固相中擴散系數(shù)，dl為溶質(zhì)元素在液相中擴散系數(shù)。

(4)結(jié)果輸出

主要是根據(jù)澆鑄溫度、拉速、鋼種成分、冷卻水量等連鑄工藝條件，采用宏微觀多尺度數(shù)學模型，預測連鑄過程鋼液凝固過程坯殼生長規(guī)律，并圖像化地顯示連鑄坯凝固組織演變規(guī)律，以及定量化地表征連鑄坯不同位置處坯殼厚度、晶粒尺寸、cet轉(zhuǎn)變位置、等軸晶率等信息，為連鑄工藝優(yōu)化提供定量化的理論支撐。

從圖4中可以直接看出，本實施例的預測方法可包括：

步驟一，收集連鑄設(shè)備與工藝參數(shù)，設(shè)備參數(shù)主要包括：結(jié)晶器長度、有效高度、結(jié)晶器水槽尺寸與分布、銅板厚度、二冷區(qū)長度、二冷噴嘴布置等；工藝參數(shù)主要包括：鋼種成分、澆鑄溫度、拉速、結(jié)晶器水量、溫升、二冷各區(qū)水量、水流密度等；

步驟二，根據(jù)澆鑄鋼種成分和實測枝晶間距，采用溶質(zhì)微觀偏析模型，獲得鋼熱物性參數(shù)數(shù)據(jù)。

應(yīng)說明的是，本步驟中的實測枝晶間距是實現(xiàn)本發(fā)明之前利用上述的連鑄設(shè)備制備在鑄坯后實測該鑄坯的枝晶間距。

步驟三，將實際連鑄工藝參數(shù)和鋼熱物性參數(shù)計算數(shù)據(jù)作為宏微觀多尺度數(shù)學模型的輸入值，采用宏微觀多尺度數(shù)學模型，預測不同連鑄工藝條件連鑄坯凝固組織形貌，如定量化地表征晶粒尺寸、定量化地表征柱狀晶向等軸晶(cet)轉(zhuǎn)變位置、定量化地表征等軸晶率和定量化地表征鑄坯不同區(qū)域的坯殼厚度。

實驗證明

下面以具體實施案例，針對某鋼廠連鑄生產(chǎn)重軌鋼u75v連鑄坯，方坯斷面尺寸為1830×230mm，其結(jié)晶器有效高度為850mm。方坯連鑄機總長度為20m，其二冷區(qū)包括5個噴水冷卻區(qū)(總長度10.36m)和1個空冷區(qū)(長度9.64m)，見表2。澆注過熱度為25℃，拉速為0.68m/min。重軌鋼u75v成分如表3所示。

表2方坯鑄機各區(qū)冷卻長度和水量

表3重軌鋼u75v鋼主要成分，wt.％

具體過程可描述如下：

第一步、收集該鋼種連鑄工藝與設(shè)備條件，為預測連鑄工況條件下連鑄坯凝固組織做準備，具體收集材料見表2和表3所示。

第二步、將重軌鋼u75v和冷卻速率作為溶質(zhì)微觀偏析模型的輸入值，計算重軌鋼u75v鋼種熱物性參數(shù)。

第三步、將重軌鋼u75v澆鑄工藝和設(shè)備條件，以及鋼種熱物性參數(shù)計算值作為宏微觀多尺度數(shù)學模型輸入值，計算重軌鋼u75v連鑄凝固組織生長。

第四步、圖5(a)和圖5(b)為實測重軌鋼u75v連鑄坯凝固組織與預測組織的比較，可以看出本發(fā)明提出的一種鋼連鑄坯凝固組織預測方法能夠較好的預測連鑄坯凝固組織，能夠為優(yōu)化連鑄結(jié)晶器工藝條件提供直觀可靠的信息。

最后應(yīng)說明的是：以上所述的各實施例僅用于說明本發(fā)明的技術(shù)方案，而非對其限制；盡管參照前述實施例對本發(fā)明進行了詳細的說明，本領(lǐng)域的普通技術(shù)人員應(yīng)當理解：其依然可以對前述實施例所記載的技術(shù)方案進行修改，或者對其中部分或全部技術(shù)特征進行等同替換；而這些修改或替換，并不使相應(yīng)技術(shù)方案的本質(zhì)脫離本發(fā)明各實施例技術(shù)方案的范圍。