本發(fā)明屬于材料成型及控制技術領域，尤其涉及異型坯連鑄凝固成型控制，具體涉及一種異型坯連鑄二冷輥縫調整方法。

背景技術：
異型坯主要是指工字形坯(如圖1所示)，主要用于軋制H型鋼。與普通工字鋼相比，H型鋼具有截面模數大、重量輕和節(jié)省金屬等優(yōu)點。目前H型鋼在各工業(yè)領域已經獲得了廣泛應用，如高層建筑、高速公路、大型橋梁、海洋鉆井平臺、隧道支架設備等。與傳統(tǒng)連鑄技術相比，使用近終形異型坯直接軋制H型鋼有流程短、投資小、能耗低和生產率高等優(yōu)點。異型坯連鑄具有明顯的技術和經濟優(yōu)勢，在鋼鐵行業(yè)有良好的發(fā)展前景。與常規(guī)鑄坯相比，異型坯各位置坯殼厚度差異更大，凝固收縮更為復雜，腹板、R角處的表面縱裂紋以及腹板中心裂紋發(fā)生率較高。研究表明，對于異型坯表面縱裂紋的控制，關鍵問題在于鑄坯的均勻冷卻。連鑄二冷過程中，鑄坯要承受熱應力、鋼水靜壓力、夾輥支撐力和相變應力等，鑄坯內部易于產生裂紋。鑄坯的鼓肚變形“抽吸”硫、磷和氧化物夾雜并在凝固前沿富集，使中心偏析更加嚴重，加劇了中心裂紋的產生。Onishi、湯寅波、施雄樑、付振宇等的研究表明，異型坯腹板中心裂紋主要受鋼水成分、二冷回溫和鼓肚變形的影響。因此，合理的二冷制度和輥縫收縮工藝可以有效緩解腹板中心裂紋和鼓肚問題。異型坯呈“H”形，鑄坯斷面各位置散熱條件差異較大，連鑄二冷區(qū)內鑄坯難以做到均勻冷卻；其中，R角散熱面積最小，在鑄坯表面上溫度最高；翼梢部位溫度降低很快，最先凝固；腹板在二冷初期凝固強度較高，在二冷中期就完成凝固；鋼液的凝固末端位于內外弧R角之間并靠近窄面一側。異型坯二冷區(qū)的關鍵問題在于鑄坯的均勻冷卻，這對二冷水量和噴嘴布置的合理設計提出了嚴格的要求。對于具有復雜斷面的異型坯，連鑄二冷傳熱數據是否準確性的關鍵在于二冷傳熱邊界條件的準確處理。Lait、Onishi等建立的模型沒有考慮橫向上鑄坯冷卻的差異。劉強考慮了異型坯拉坯方向及斷面周向上冷卻方式與冷卻強度的差異，但其沒有對傳熱區(qū)域的劃分方式進行具體說明。國內外學者針對異型坯二冷傳熱，大多采用綜合傳熱系數處理二冷邊界條件，即把二冷區(qū)水量平均分配到鑄坯的表面上，根據平均水流密度得到二冷區(qū)的噴淋水與鑄坯的傳熱系數，這樣雖然可以描述異型坯連鑄的一些凝固特征，但無法對二冷制度的制定、優(yōu)化及噴嘴的選型、布置進行準確指導。杜艷平、婁娟娟、陳偉和Onishi等相應仿真研究了異型坯在二冷區(qū)的鼓肚變形、等效應力分布、溫度場和應力場等，并解決了一定的質量問題。但目前建立的異型坯二冷應力應變模型多用于研究二冷制度與鑄坯裂紋的定量關系，這些模型對異型坯二冷傳熱邊界條件的處理過于簡化，并且沒有考慮高溫相變(凝固相變、包晶反應和包晶轉變等)對鑄坯熱膨脹的影響，從而無法準確模擬異型坯在二冷區(qū)內的真實凝固收縮行為。二冷輥縫收縮工藝對限制鑄坯鼓肚變形有重要作用，合理的輥縫收縮制度還可以有效減少中心偏析和裂紋的出現(xiàn)。在二冷區(qū)內，鑄坯冷卻強度和均勻性對其表面和內部裂紋的產生和擴展有直接影響。輥縫收縮是連鑄二冷的一項重要工藝制度，與鑄坯的內部質量同樣有密切聯(lián)系，不合理的輥縫收縮會使鑄坯產生較大的鼓肚變形，容易出現(xiàn)偏析、疏松和裂紋等質量問題。二冷輥縫設計主要取決于鑄坯不同凝固時期的凝固收縮程度，包含凝固收縮、冷卻收縮及相變收縮；板坯和方坯連鑄的二冷輥縫曲線通常是結合經驗和線性公式進行確定。在異型坯連鑄中，各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的冷卻差異較大，凝固收縮不規(guī)則且更為復雜，若采用板坯和方坯的方法確定異型坯的二冷輥縫收縮曲線，會帶來不小的誤差，但目前針對異型坯二冷輥縫收縮的研究還未見報道。因此，亟需開發(fā)一種針對一種異型坯連鑄二冷輥縫調整的工藝，以指導實際異型坯連鑄生產中輥列的合理布置，從而改善和控制異型坯質量，減少異型坯鼓肚、裂紋等質量問題。

技術實現(xiàn)要素：
針對現(xiàn)有技術存在的上述不足，本發(fā)明的目的在于提供一種能改善和控制異型坯質量的異型坯連鑄二冷輥縫調整方法，減少異型坯鼓肚、裂紋等質量問題。為了實現(xiàn)上述目的，本發(fā)明采用的技術方案如下：一種異型坯連鑄二冷輥縫調整方法，包括以下步驟：S1：先將連鑄二冷工段兩對夾輥之間的傳熱區(qū)域沿拉坯方向依次劃分為夾輥接觸傳熱區(qū)、輻射傳熱區(qū)、噴淋水傳熱區(qū)和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)四個傳熱區(qū)域；分別計算各傳熱區(qū)域的長度和熱流密度；再分別計算噴淋水傳熱區(qū)在鑄坯斷面周向上腹板、翼梢、窄面和翼緣區(qū)域的水流密度分布以及噴淋水傳熱區(qū)的面積；S2：根據S1得到的四個傳熱區(qū)域在拉坯方向上的長度、熱流密度和噴淋水傳熱區(qū)在鑄坯斷面周向上的水流密度以及面積，建立基于異型坯連鑄二次冷卻特征和準確邊界條件的二維有限元傳熱數值模型，基于二維有限元傳熱數值模型計算得到異型坯在不同凝固時期的溫度分布；S3：實際測試或計算鋼種的高溫力學性能參數；基于高溫力學性能參數、高溫相變以及S2中傳熱模型計算得到的溫度分布，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型；根據異型坯連鑄高溫應力應變模型，計算得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯斷面等效應變，并根據等效應變得到異型坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率；S4：根據S3中計算得到的異型坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率，統(tǒng)計異型坯連鑄鑄坯特征位置在每一個時間步長收縮的尺寸，得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯各特征位置的二冷輥縫收縮曲線；S5：根據異型坯不同凝固時期鑄坯各特征位置的二冷輥縫收縮曲線，確定各對夾輥之間的距離，并對實際異型坯連鑄生產的二冷輥縫進行調整。進一步，所述步驟S1中噴淋水傳熱區(qū)的長度Lspray按下式計算：式中，h為噴嘴到內弧腹板中心的距離，單位為m：β為噴嘴在拉坯方向上的噴射角，單位為度；夾輥接觸傳熱區(qū)的長度Lroll與夾輥半徑有關，表示為：式中，A、B均為常數，取值范圍為0.5-2.5；α為夾輥和鑄坯接觸部位弧長對應的角度，單位為度；footroll，足輥；otherrolls，其他輥列；輻射傳熱區(qū)的長度Lrad和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)的長度Leva相等，由下式計算：式中，D為夾輥間距，單位為m；噴淋水傳熱區(qū)的熱流密度qs表示為：qs＝(C×Tsur-0.228×W0.805)(Tsur-Tf)；式中，C為常數，取值范圍為1000-4000；Tsur為鑄坯表面溫度，單位為℃；W為水流密度，單位為L/(m2s)；Tf為冷卻水溫，單位為℃；輻射傳熱區(qū)的熱流密度qrad表示為：qrad＝εσ[(Tsur+273)4-(Tf+273)4]；式中，ε為鑄坯表面黑度，取值范圍為0-1；σ＝5.67×10-8W/(m2K4)；夾輥接觸傳熱區(qū)的熱流密度qrol可以表示為：qrol＝E×Tsur0.76×v-0.20×(α)-0.16；式中，E為常數，取值范圍為5000-15000；v為拉速，單位為m/s；水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)的熱流密度qeva的表達式為：qeva＝Mqrad(1+F)；式中，M為修正系數，在鑄坯斷面不同位置取值不同，其取值范圍為0.5-2.5；比例系數F用來區(qū)分水噴嘴和氣水噴嘴，不同類型噴嘴取值不同，其取值范圍為0.5-5。進一步，所述步驟S1中，噴淋水傳熱區(qū)的噴淋水覆蓋在所述異型連鑄坯的腹板、翼梢和窄面上呈矩形，而在翼緣斜面上為梯形；異型坯在噴淋水傳熱區(qū)的水流密度W∑由下式得到：式中，θ為噴射角，角度為°；Q(θ)為噴射角θ下的水量，單位為L/s；S∑為噴淋水覆蓋在異型坯上的面積，單位為m2；噴淋區(qū)域Σ的兩個端點對應的噴射角分別為θ1和θ2，其值在0°和90°之間，具體根據噴嘴類型及耙距確定。進一步，所述步驟S3中，所述異型坯特征位置分別為腹板、R角、翼梢和窄面。進一步，所述步驟S3中，所述實際測試或計算的鋼種高溫力學性能參數包括以下幾種參數中的一種或多種：鋼種彈性模量、塑性變形參數、降溫過程中的熱膨脹系數以及泊松比；所述“基于高溫力學性能參數以及S2中傳熱模型計算得到的溫度分布，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型”具體為首先選取異形坯的1/2斷面作為計算對象并劃分網格；然后用S2中建立的二維有限元傳熱數值模型對異型坯連鑄進行傳熱計算，得到鑄坯傳熱邊界的熱流密度，并將此熱流密度加載到異型坯連鑄高溫應力應變模型中的傳熱模塊中；最后，基于以下假設：塑性流動由PrandtlReuss增量理論描述，鑄坯的屈服用VonMises屈服條件判斷和鑄坯遵從各向同性硬化理論，構建異型坯連鑄高溫應力應變模型中的應力應變計算模塊。異型坯連鑄過程中冷卻強度、冷卻均勻性和輥縫收縮等工藝參數對鑄坯表面和內部裂紋問題有直接影響。因此，通過建立數學模型，詳細考慮異型坯連鑄冷卻邊界條件，計算分析影響鑄坯凝固收縮、冷卻收縮及相變收縮的溫度分布，研究連鑄工藝參數對異型坯溫度和應力應變分布的影響，獲得異型坯連鑄各特征位置(腹板、翼梢和窄面)二冷輥縫實時收縮曲線，并通過該曲線調整輥縫，確定異型坯連鑄不同凝固時期特征位置的夾輥支撐方式，這對提高鑄坯質量有重要意義。與現(xiàn)有的技術相比，本發(fā)明具有如下有益效果：1、本發(fā)明充分考慮了異型坯連鑄凝固冷卻過程中的高溫相變收縮，能夠區(qū)別計算包晶鋼和非包晶鋼等相變體積差異對輥縫收縮曲線的影響，從而實現(xiàn)對連鑄二冷輥縫的準確調整。2、本發(fā)明量化了冷卻強度和高溫相變對異型坯連鑄不同凝固時期各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的凝固收縮，確保了異型坯連鑄輥縫收縮的準確性。3、本發(fā)明基于異型坯連鑄斷面復雜的幾何特征，提出了異型坯橫斷面周向上水流密度的計算方法，詳細考慮和獲得了異型坯二冷拉坯方向和斷面周向上的二冷傳熱邊界條件，確保了異型坯連鑄凝固傳熱的準確計算，從而實現(xiàn)對連鑄二冷輥縫的準確調整。附圖說明圖1為異型坯的截面示意圖；圖2為本發(fā)明的傳熱區(qū)域劃分示意圖；圖3為Fe-C相圖；圖4為異型連鑄坯表面在拉坯方向上的溫度變化曲線圖；圖5為不同凝固時期內弧表面溫度分布圖；圖6為25MnK鋼腹板表面中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖7為Q235鋼腹板表面中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖8為25MnK鋼翼梢中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖9為Q235鋼翼梢中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖10為25MnK鋼窄面表面中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖11為Q235鋼窄面表面中心在拉坯方向上的瞬時應變率曲線圖；圖12為25MnK鋼和Q235鋼腹板處的輥縫收縮曲線；圖13為25MnK鋼和Q235鋼翼梢處的輥縫收縮曲線；圖14為25MnK鋼和Q235鋼窄面處的輥縫收縮曲線。具體實施方式下面結合具體實施例對本發(fā)明作進一步詳細說明。輥縫收縮是連鑄二冷的一項重要工藝制度，不合理的輥縫收縮會使鑄坯產生較大的鼓肚變形，并容易出現(xiàn)各種表面及內部質量問題。異型坯形狀復雜，與常規(guī)鑄坯相比，鑄坯斷面各位置坯殼厚度差異較大；異型坯連鑄時，鑄坯斷面各位置散熱條件差異明顯，凝固收縮更為復雜，腹板、R角處的表面縱裂紋、腹板中心裂紋以及鼓肚問題發(fā)生率較高。在異型坯連鑄中，若采用板坯和方坯的方法確定異型坯的二冷輥縫收縮曲線，會帶來不小的誤差。異型坯的幾何形狀和冷卻方式比較復雜，其凝固收縮很不規(guī)則，單憑經驗和簡單線性公式設計異型坯二冷輥縫收縮曲線無法滿足異型坯安全生產的要求。本發(fā)明是一種詳細考慮凝固均勻冷卻與相變收縮的異型坯連鑄二冷特征位置(腹板、翼梢和窄面)輥縫實時收縮曲線的確定方法。本方法根據異型坯連鑄復雜的斷面幾何特征，基于異型坯均勻冷卻，提出了異型坯橫斷面周向上水流密度的計算方法，詳細考慮異型坯連鑄二冷拉坯方向和斷面周向上的二冷傳熱邊界條件，建立異型坯連鑄二次冷卻傳熱模型，并計算獲得異型坯連鑄凝固冷卻過程中不同特征位置的溫度分布與變化。研究分析異型坯連鑄凝固冷卻過程中的高溫力學性能參數及相變行為，結合不同凝固路徑下鋼種的熱膨脹性能，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型。結合鑄坯凝固冷卻相變行為，基于鑄坯高溫應力應變模型，計算得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯斷面等效應變，并根據等效應變計算得到異型坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率，從而計算鑄坯凝固收縮、冷卻收縮以及相變收縮總量，并制定異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯各特征位置的二冷輥縫收縮曲線，為異型坯連鑄輥列的布置提供基礎數據。本發(fā)明基于異型坯連鑄均勻二冷，建立異型坯連鑄二冷高溫應力應變模型與收縮模型，最終計算得到異型坯連鑄鑄坯特征位置(腹板、翼梢和窄面)凝固冷卻收縮總量，制定異型坯連鑄二冷輥縫收縮曲線；并以此為理論依據，直接對鋼廠實際生產中異型坯連鑄二冷輥列的布置方式提供理論指導。采用本方法可以準確預測和控制異型坯連鑄二冷輥縫收縮曲線，及時調整實際生產輥縫布置設計，從而有效改善鑄坯表面和內部質量。一、一種異型坯連鑄二冷輥縫調整方法，包括以下步驟：S1：連鑄二冷區(qū)主要是通過噴嘴噴水冷卻使鑄坯逐漸凝固，各排噴嘴在拉坯方向上間隔式分布，每排噴嘴位于兩對夾輥之間，圖2為異形坯的典型二次冷卻方式示意圖，兩對夾輥之間的傳熱方式是比較復雜的，鑄坯寬面和窄面與第一個夾輥接觸時發(fā)生夾輥接觸傳熱，然后是進行輻射傳熱；在噴淋水覆蓋的區(qū)域(即噴淋水傳熱區(qū))內為水沖擊傳熱；經過噴淋區(qū)之后，有部分冷卻水仍然附著在鑄坯表面，其蒸發(fā)的過程也會帶走一部分熱量，此時為水聚集蒸發(fā)傳熱；當鑄坯與溫度較低的后一個夾輥接觸時，則再次進行夾輥接觸傳熱。鑄坯沿拉坯方向運動，四種傳熱方式持續(xù)交替進行。因此，先將異型坯連鑄拉坯方向兩對夾輥間的傳熱區(qū)域劃分為夾輥接觸傳熱區(qū)、輻射傳熱區(qū)、噴淋水傳熱區(qū)和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)四個傳熱區(qū)域，分別計算各傳熱區(qū)域的長度和熱流密度；再考慮異型坯斷面形狀的復雜性，分別計算噴淋水傳熱區(qū)在鑄坯斷面周向上腹板、翼梢、窄面和翼緣區(qū)域的水流密度分布以及噴淋水傳熱區(qū)面積。S2：根據S1得到的四個傳熱區(qū)域在拉坯方向上的長度、熱流密度以及噴淋水傳熱區(qū)在鑄坯斷面周向上腹板、翼梢、窄面和翼緣區(qū)域的水流密度分布以及噴淋水傳熱區(qū)面積，建立基于異型坯連鑄二次冷卻特征和準確邊界條件的二維有限元傳熱數值模型，計算得到異型坯在不同凝固時期的溫度分布，包括鑄坯表面特征位置在拉坯方向上的溫度變化曲線圖和不同凝固時期鑄坯內弧表面溫度分布圖。S3：實際測試或計算鋼種的高溫力學性能參數；基于高溫力學性能參數、高溫相變以及S2中傳熱模型計算得到的溫度分布，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型；根據異型坯連鑄高溫應力應變模型，計算得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯斷面等效應變，并根據等效應變得到異型坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率。所述實際測試或計算鋼種的高溫力學性能參數包括以下幾種參數中的一種或多種：鋼種彈性模量、塑性變形參數、降溫過程中的熱膨脹系數以及泊松比；例如利用Gleeble-1500D熱模擬試驗機測試鋼種在不同溫度下的應力應變曲線，根據此曲線計算鋼種彈性模量、塑性變形參數。采用熱膨脹儀測試鋼種在1200-500℃下降溫過程中的熱膨脹系數；結合Fe-C相圖(見圖3)，利用高溫相變區(qū)各相密度和體積分數計算得到考慮高溫相變及合金元素對鑄坯收縮影響的鋼種液相線溫度以下的熱膨脹系數。根據經驗公式計算固相線溫度以下鋼種的泊松比，泊松比計算公式如下：ν＝0.258+8.23×10-5T式中，T為坯殼溫度，單位為℃；液態(tài)鋼水的泊松比取0.499。以Q235鋼和25MnK鋼兩類鋼種為例(Q235鋼與25MnK鋼凝固冷卻時，收縮性能差異較大；Q235鋼會進行包晶轉變δ-Fe→γ-Fe，但25MnK鋼不發(fā)生包晶轉變而是發(fā)生L→γ-Fe轉變)。所述“基于高溫力學性能參數以及S2中傳熱模型計算得到的溫度分布，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型”具體為首先選取異形坯的斷面作為計算對象并劃分網格；可以選取異形坯的1/2斷面進行計算，網格劃分采用寬面方向上等間距和窄面方向上等節(jié)點的方式。然后用S2中建立的二維有限元傳熱數值模型對異型坯連鑄進行傳熱計算，得到鑄坯傳熱邊界的熱流密度，并將此熱流密度加載到異型坯連鑄高溫應力應變模型中的傳熱模塊中；所述異型坯連鑄高溫應力應變模型中的傳熱模塊為通過以下公式得到：連鑄過程中，鑄坯在結晶器和二冷區(qū)內的二維傳熱微分方程表示為：式中，ρ為鋼的密度，單位為kg/m3；Cp為鋼的比熱容，單位為J/(kg℃)；λ為鋼的導熱系數，單位為W/(m℃)；L為凝固潛熱，單位為J/kg；fS為固相率；t為時間步長，單位為s；x,y分別為鑄坯網格斷面的橫向坐標軸及縱向坐標軸。根據傅里葉定律，傳熱模型的邊界條件處理的表達式為：式中，n為傳熱邊界的法線；q為熱流密度，單位為W/m2。最后，基于以下假設：塑性流動由PrandtlReuss增量理論描述，鑄坯的屈服用VonMises屈服條件判斷和鑄坯遵從各向同性硬化理論，構建異型坯連鑄高溫應力應變模型中的傳熱模塊。①塑性流動由PrandtlReuss增量理論描述，其表達式為：式中，εxp和εyp分別為X和Y方向上的塑性應變；εxy為剪切應變；Sx和Sy分別為X和Y方向上的應力偏張量；τxy為剪切應力；ψ為常數，其值和外力加載歷史相關。鑄坯的屈服用VonMises屈服條件判斷，材料屈服函數f(σij)表示為：式中，σij為應力偏量；σ1，σ2和σ3分別為第一、第二和第三主應力；σs為單向拉伸實驗時的屈服極限。f(σij)＜0時，材料為彈性變形；f(σij)＝0時，材料為塑性變形。鑄坯遵從各向同性硬化理論，即：式中，為等效塑性應變；α為應變硬化參量，與材料變形歷史有關。②熱彈塑性本構關系。當高溫鑄坯發(fā)生彈性變形時，總應變增量由彈性應變增量和熱應變增量組成，其應力應變本構方程d{σ}表示為：式中，[De]為彈性矩陣；d{εe}為彈性應變增量；為熱應變增量。當鑄坯內部應力使f(σij)＝0時，鑄坯進入塑性狀態(tài)，總塑性應變增量由彈性應變增量、塑性應變增量和熱應變增量三部分組成，塑性區(qū)應力應力與應變的關系為：d{σ}＝[Dep](d{ε}-d{ε0T})+d{σ0T}式中，[Dep]為彈塑性矩陣；d{σ0T}為由溫度變化的熱初應力；d{ε}是彈塑性應變增量。S4：根據S3中計算得到的異型坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率，統(tǒng)計異型坯特征位置在每一個時間步長收縮的尺寸，得到異型坯不同凝固時期鑄坯各特征位置的二冷輥縫收縮曲線；S5：根據異型坯不同凝固時期鑄坯各特征位置的二冷輥縫收縮曲線，確定各對夾輥之間的距離，并對實際異型坯連鑄生產的二冷輥縫進行調整。作為優(yōu)化，為了便于計算和使用，異型坯的斷面特征位置分別為腹板(或其中心)、R角、翼梢和窄面(或其中心)。作為優(yōu)化，由于內外弧和窄面上的噴嘴型號不一樣，其噴淋水傳熱區(qū)的長度不同。為了簡化計算，本發(fā)明用內弧腹板中心上的水覆蓋區(qū)確定噴淋水傳熱區(qū)的長度Lspray，其計算公式為：式中，h為噴嘴到內弧腹板中心的距離，β為噴嘴在拉坯方向上的噴射角；夾輥接觸傳熱區(qū)的長度Lroll與夾輥半徑有關，表示為：式中，A、B均為常數，取值范圍為0.5-2.5；α為夾輥和鑄坯接觸部位弧長對應的角度。輻射傳熱區(qū)的長度Lrad和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)的長度Leva相等，由下式計算：式中，D為夾輥間距，m；水沖擊傳熱是連鑄二冷區(qū)冷卻強度最大的傳熱方式，噴射狀的水流與高溫鑄坯直接進行對流換熱，帶走鑄坯絕大多數熱量，水沖擊傳熱區(qū)的熱流密度qs表示為：qs＝(C×Tsur-0.228×W0.805)(Tsur-Tf)；式中，C為常數，取值范圍為1000-4000；Tsur為鑄坯表面溫度，單位為℃；W為水流密度，單位為L/(m2s)；Tf為冷卻水溫，單位為℃；鑄坯表面的輻射傳熱為鑄坯表面與空氣介質的熱交換，輻射傳熱區(qū)的熱流密度qrad表示為：qrad＝εσ[(Tsur+273)4-(Tf+273)4]；式中，ε為鑄坯表面黑度，取值范圍為0-1；σ＝5.67×10-8W/(m2K4)；夾輥作為鑄坯的支撐設備，與鑄坯之間為面接觸，夾輥芯部通水冷卻，因此高溫鑄坯與溫度較低的夾輥之間也存在較強的熱傳遞，夾輥傳熱的熱流密度qrol可以表示為：qrol＝E×Tsur0.76×v-0.20×(α)-0.16；式中，E為常數，取值范圍為5000-15000；v為拉速，m/s。當鑄坯離開水噴淋區(qū)時，尚有部分冷卻水殘留在鑄坯表面，這部分水的蒸發(fā)也會帶走一部分熱量。實際連鑄過程中，水聚集蒸發(fā)區(qū)的水量很難計算。水聚集蒸發(fā)區(qū)水量的估算在異形坯二冷中更加復雜，內弧冷卻水很容易沿著翼緣斜面往腹板處匯集；外弧冷卻水受表面張力作用，傾向于在翼緣斜面上流動；窄面冷卻水的流動情況與內外弧又有所不同。因此，本發(fā)明對水聚集蒸發(fā)區(qū)的熱流密度進行了簡化和修正，聚集蒸發(fā)區(qū)的熱流密度的表達式為：qeva＝Mqrad(1+F)；式中，M為修正系數，在鑄坯斷面不同位置取值不同，其取值范圍為0.5-2.5；比例系數F用來區(qū)分水噴嘴和氣水噴嘴，不同類型噴嘴取值不同，其取值范圍為0.5-5。作為優(yōu)化，異形坯使用的噴嘴均為扁平型，其噴射扇面中心線上水流密度最大，中心線兩側隨著噴射角增大，水流密度逐漸減小，近似于正態(tài)分布。而通過對異形坯鑄機的扁平水噴嘴進行測試，得到了水流密度隨噴射角的變化曲線，，噴淋水傳熱區(qū)的噴淋水覆蓋在所述異型連鑄坯的腹板、翼梢和窄面上呈矩形，而在翼緣斜面上為梯形；異型坯在噴淋水傳熱區(qū)的水流密度WΣ由下式得到：式中，θ為噴射角，角度為°；Q(θ)為噴射角θ下的水量，單位為L/s；SΣ為噴淋水覆蓋在異型坯上的面積，單位為m2；噴淋區(qū)域Σ的兩個端點對應的噴射角分別為θ1和θ2，其值在0°和90°之間，具體根據噴嘴類型及耙距確定。二、實施例以Q235鋼和25MnK兩類鋼種的異型坯連鑄二冷過程為例，驗證本發(fā)明提供的異型坯連鑄二冷輥縫調整方法的可行性：S1：建立基于異型坯連鑄二次冷卻特征的傳熱模型本發(fā)明基于異型坯連鑄復雜的斷面幾何特征，提出了異型坯橫斷面周向上水流密度的計算方法，詳細考慮和獲得了異型坯二冷拉坯方向和斷面周向上的二冷傳熱邊界條件，建立了基于異型坯連鑄二次冷卻特征和準確邊界條件的二維有限元傳熱模型。異型坯連鑄二冷拉坯方向和斷面周向上的二冷傳熱邊界條件如下：沿拉坯方向，將兩對夾輥之間分為夾輥接觸傳熱區(qū)、噴淋水傳熱區(qū)、輻射傳熱區(qū)和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)四個傳熱區(qū)域，并計算了每個區(qū)域在拉坯方向上的長度。在斷面周向上，理論計算了噴淋水傳熱區(qū)在鑄坯斷面周向特征位置上的水流密度分布及傳熱面積；并由此考慮了同一傳熱區(qū)域內可能存在的不同傳熱方式，確定了夾輥接觸傳熱區(qū)、水沖擊傳熱區(qū)、輻射傳熱區(qū)和水聚集蒸發(fā)傳熱區(qū)的熱流密度計算方法。S2：異型連鑄坯在連鑄二冷過程中凝固冷卻的溫度分布分析以Q235鋼為例，基于以上傳熱模型，對Q235鋼異型坯在1.0m/min拉速下的連鑄凝固傳熱進行計算。根據S1得到的四個傳熱區(qū)域在拉坯方向上的長度、熱流密度以及斷面周向上的噴淋水傳熱區(qū)的水流密度、傳熱區(qū)面積，利用計算機計算得到異型坯連鑄鑄坯在不同凝固時期的溫度分布。異型坯表面特征位置在拉坯方向上的溫度變化以及不同凝固時期鑄坯內弧表面各點溫度分布分別如圖4、圖5所示。S3：異型坯連鑄高溫應力應變與鑄坯收縮分析本發(fā)明在異型坯連鑄均勻二冷模式的基礎上，以Q235鋼和25MnK鋼兩類鋼種為例(Q235鋼與25MnK鋼凝固冷卻時，收縮性能差異較大；Q235鋼會進行包晶轉變δ-Fe→γ-Fe，但25MnK鋼不發(fā)生包晶轉變而是發(fā)生L→γ-Fe轉變)。實際測試或計算兩類鋼種的高溫力學性能參數(鋼種彈性模量、塑性變形參數、泊松比以及考慮高溫相變及合金元素對鑄坯收縮影響的鋼種液相線溫度以下的熱膨脹系數)；基于傳熱模型計算得到的異型坯連鑄鑄坯溫度分布及傳熱邊界熱流密度、鋼種高溫力學性能參數、高溫相變，建立異型坯連鑄高溫應力應變模型。根據應力應變模型，計算得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯斷面等效應變，并根據等效應變計算得到異型坯連鑄鑄坯特征位置在拉坯方向上的瞬時應變率，圖6-11分別為25MnK鋼、Q235鋼的異型連鑄坯腹板表面中心、翼梢中心與窄面表面中心在拉坯方向上的瞬時應變率圖。S4：繪制異型坯連鑄特征位置二冷輥縫收縮曲線通過建立的異型坯連鑄高溫應力應變模型計算得到的鑄坯斷面在每個空間位置的收縮變形，將異型坯腹板中心、翼梢中心和窄面中心在每一個時間步長收縮后的尺寸進行統(tǒng)計，得到異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯各特征位置(腹板、翼梢和窄面)的二冷輥縫收縮曲線，以Q235鋼和25MnK鋼為例，如圖12、圖13及圖14。S5：輥縫調整依二冷輥縫收縮曲線確定理論異型坯連鑄不同凝固時期鑄坯上下表面夾輥之間的距離(即輥縫)，然后測量實際輥縫，如果與理論值不同，則依理論值進行調整。本發(fā)明的上述實施例僅僅是為說明本發(fā)明所作的舉例，而并非是對本發(fā)明的實施方式的限定。對于所屬領域的普通技術人員來說，在上述說明的基礎上還可以做出其他不同形式的變化和變動。這里無法對所有的實施方式予以窮舉。凡是屬于本發(fā)明的技術方案所引申出的顯而易見的變化或變動仍處于本發(fā)明的保護范圍之列。