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    影響鑄坯拉速的關(guān)鍵因素數(shù)值模擬研究

    2021-08-19 11:48:36任勁宇王文豪姜芳芳婁一博
    重型機(jī)械 2021年4期
    關(guān)鍵詞:坯殼結(jié)晶器鑄坯

    李 璐,任勁宇,王文豪,姜芳芳,婁一博

    (中國重型機(jī)械研究院股份公司,陜西 西安 710032)

    0 前言

    棒線材免加熱直接軋制技術(shù)(簡稱DROF[1])的大力推廣應(yīng)用,使提高鑄坯拉速以盡可能提高入口軋制溫度顯得尤為關(guān)鍵。影響連鑄坯溫度提高的關(guān)鍵因素較多,如拉速、二冷區(qū)配水量、結(jié)晶器結(jié)構(gòu)設(shè)計等,其中拉速對鑄坯溫度的影響尤為顯著。相關(guān)學(xué)者對連鑄段進(jìn)行了大量研究[2-5],特別是結(jié)晶器改進(jìn)方面取得了較好的成果,但由于很多研究均將熱物性參數(shù)處理為常數(shù)[6],或設(shè)定邊界條件時并未考慮角部熱流量變化[7],或并未將整個連鑄段綜合考慮[8-9],所以建立的數(shù)學(xué)模型與實際應(yīng)用偏差較大,從而影響研究鑄坯溫度的因素量化。

    本文針對某鋼廠120 t連鑄段生產(chǎn)線,基于有限元軟件ANSYS和材料性能軟件Jmatpro,綜合考慮了二冷區(qū)輥熱問題以及結(jié)晶器角部熱流量變化并動態(tài)采集了熱物性參數(shù),建立了小方坯在連鑄段的溫度場模型,定量分析了連鑄段影響拉速的殼厚和二冷區(qū)配水量兩大關(guān)鍵因素。將模擬所得數(shù)據(jù)與現(xiàn)場實際進(jìn)行了對比,兩者相對誤差低于3%,驗證了模擬的準(zhǔn)確性,所得數(shù)據(jù)為提高連鑄拉速提供了重要參考。

    1 小方坯凝固傳熱模型的建立

    小方坯凝固過程是一個隨溫度的降低而液態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楣虘B(tài)的過程,如圖1所示。由于內(nèi)部溫度高,凝固過程復(fù)雜,檢測儀器難以觀察,因此,對方坯的溫度場及內(nèi)坯殼形成進(jìn)行有限元仿真,可清楚地分析隨溫度變化坯殼的形成、增加過程,便于準(zhǔn)確地確定小方坯連鑄工藝參數(shù)以及對產(chǎn)品質(zhì)量的控制。

    圖1 凝固過程示意圖

    1.1 鑄坯傳熱過程的計算假設(shè)

    (1)忽略鑄坯沿拉坯方向上的傳熱,將鑄坯凝固傳熱過程視為二維瞬態(tài)傳熱問題且認(rèn)為在垂直于拉坯方向的平面上,鑄坯的傳熱是各向同性的。

    (2)在整個凝固過程中鋼水成分無變化,無偏析現(xiàn)象出現(xiàn),也就是說在計算過程中,液相線溫度和固相線溫度始終不變,而在一個溫度點上,物性參數(shù)恒定不變。

    (3)不考慮凝固過程中鋼坯整體收縮和內(nèi)部鋼水流動。

    (4)忽略結(jié)晶器振動對鑄坯凝固傳熱的影響。

    1.2 傳導(dǎo)方程及求解條件

    在垂直于拉坯方向上取一鑄坯薄片,如圖2所示。并設(shè)定該薄片以拉坯速度向拉坯方向運動。以薄片中心為原點,分別以薄片相鄰兩邊的方向為x軸、y軸,則鑄坯薄片的傅里葉熱傳導(dǎo)微分方程為[7]

    圖2 薄片示意圖

    式中,T為溫度,℃;t為時間,s;ρ為密度,kg/m3;c為比熱容,J/(kg·K);λ為導(dǎo)熱系數(shù)W/(m·K)。

    (1)結(jié)晶器區(qū)邊界條件[11]。

    式中,q為邊界上各節(jié)點沿邊界法向的熱流,W/m2;b為經(jīng)驗常數(shù)。

    由于結(jié)晶器冷卻不均和鑄坯凝固收縮,結(jié)晶器和鑄坯之間存在氣隙,根據(jù)在橫、縱兩個方向上氣隙大小的分布規(guī)律,本文對邊界條件進(jìn)行了修正,如圖3所示。彎月面以下0~0.1 m處為緊密接觸區(qū),鑄坯表面導(dǎo)出熱流密度均為q;彎月面以下0.1~0.23 m處為氣隙形成區(qū),鑄坯表面中心區(qū)域?qū)С鰺崃髅芏葹閝,角部導(dǎo)出熱流密度為0.8q;彎月面以下0.23 m到結(jié)晶器底部為氣隙穩(wěn)定區(qū),鑄坯表面中心區(qū)域?qū)С鰺崃髅芏葹閝,角部導(dǎo)出熱流密度為0.7q。

    圖3 邊界條件修正示意圖

    (2)二冷區(qū)邊界條件。

    q=h(T-TW)

    式中,T為鑄坯表面溫度,℃;TW為冷卻水溫度,℃;h為鑄坯與冷卻水之間的對流換熱系數(shù),W/(m2·K)。

    對流換熱系數(shù)h選用的對流換熱公式[12]為

    h=581ω0.451×(1-0.0075×ter)(1<ω<7,625

    式中,ω為水流密度,L/(m2·s);Ter為二冷水溫,℃。

    (3)空冷區(qū)邊界條件[13]。

    式中,ε為黑度系數(shù),本文取0.86;σ為斯特潘-玻爾茲曼常數(shù)5.67×10-8W/(m2·K4)。

    1.3 有限元模型的建立

    使用ANSYS軟件建立鑄坯的二維模型,本文進(jìn)行了溫度場和應(yīng)力場分析,且在溫度場中考慮到鑄坯與環(huán)境熱輻射問題,故鑄坯模型單元類型選擇Plane55和surf151。

    (1)熱物性參數(shù)的處理。借鑒實驗數(shù)據(jù)[14]及利用Jmatpro[15,16]來處理熱物性參數(shù)。某鋼廠連鑄車間生產(chǎn)鋼種為HRB400E/HRB500E。表1為其鋼種成分表,圖4為其熱物性參數(shù)表。

    表1 鋼種成分表 %

    圖4 HRB400E各熱物性參數(shù)圖

    (2)參數(shù)確定?;⌒芜B鑄機(jī)參數(shù)見表2。

    表2 弧形連鑄機(jī)參數(shù)

    1.4 實測值與模擬值的比較分析

    現(xiàn)場用熱像儀對二冷區(qū)和空冷段出口附近鑄坯的表面溫度進(jìn)行測量,用射槍法對二冷區(qū)出口坯殼厚度進(jìn)行測定,用以驗證模擬結(jié)果的可靠程度。溫度及殼厚實測值與模擬計算值比較如表3所示,由表3可知鑄坯表面溫度與計算結(jié)果相對誤差小于3%,絕對誤差小于30℃;實際殼厚與計算結(jié)果相對誤差小于3%,絕對誤差小于2 mm,由此可知模擬結(jié)果可信度比較高。

    表3 固、液相線溫度

    2 模型計算結(jié)果

    影響鑄坯拉速的主要因素有坯殼厚度、二冷區(qū)各段水量及澆注溫度等。一般情況下,澆注溫度取決于鋼的化學(xué)成分、煉鋼工藝、澆注工藝等因素,可調(diào)整的范圍很小。因此提高鑄坯拉速要圍繞坯殼厚度和二冷區(qū)各段水量來進(jìn)行。

    2.1 鑄坯溫度與鑄坯拉速的關(guān)系

    提高拉速可以減少鑄坯在結(jié)晶器、二冷區(qū)及空冷區(qū)的冷卻時間,必然會使鑄坯溫度提高。圖5是拉速在2.30 m/min時各出口的溫度云圖,圖6為在冷卻條件不變的情況下,拉速對鑄坯在結(jié)晶器、二冷區(qū)及空冷區(qū)出口處表面溫度的影響。

    圖5 拉速為2.30 m/min時各出口溫度云圖

    圖6 拉速不同時各出口溫度變化圖

    可以看出,鑄坯拉速在2.3~2.6 m/min范圍內(nèi)時,鑄坯在三個區(qū)域與拉速幾乎呈線性關(guān)系。鑄坯拉速在2.3 m/min時,結(jié)晶器、二冷區(qū)、空冷區(qū)等出口的鑄坯溫度分別為1 031.07 ℃、1 050.12 ℃、1 100.79 ℃。鑄坯拉速在2.6 m/min時,結(jié)晶器、二冷區(qū)、空冷區(qū)等出口的鑄坯溫度分別為1 077.45 ℃、1 066.82 ℃、1 130.24 ℃。結(jié)合曲線圖可知,相當(dāng)于拉速每提高0.1 m/min,在各段出口溫度均有所提升:結(jié)晶器出口可提升約17℃;二冷區(qū)出口可提升8.5℃左右;空冷區(qū)出口可提升約18℃。

    2.2 坯殼厚度與鑄坯拉速的關(guān)系

    由圖7可知,隨著拉速增大,結(jié)晶器和二冷區(qū)出口處的坯殼有所減?。豪倜吭黾?.1 m/min,結(jié)晶器出口處坯殼厚度減少約0.26~0.56 mm二冷區(qū)出口處坯殼厚度減少約1.45 mm。同時,隨著拉速的增大,鑄坯在空冷區(qū)同一位置的凝固程度明顯不同,拉速改變后同一位置凝固如圖8所示。相當(dāng)于拉速每增加0.1 m/min,而液芯長度要增加0.56 m。由此可知,主要限制拉速提高的不是結(jié)晶器出口的坯殼厚度,而是鑄坯的液芯長度。如需提高拉速,必須使得凝固終點前移,保證足夠的安全距離(一般需大于0.5 m),可通過增大鑄機(jī)半徑,優(yōu)化結(jié)晶器與二冷區(qū)的冷卻工藝制度等。

    圖7 拉速改變后各出口殼厚及凝固終點變化

    圖8 拉速改變后同一位置凝固圖

    由圖9可知,每增加20 %的結(jié)晶器配水量,結(jié)晶器出口處殼厚增加2.27 mm,凝固終點(液芯長度)縮小0.77 m。所以,當(dāng)適當(dāng)增強(qiáng)結(jié)晶器冷卻能力,結(jié)晶器出口坯殼厚度大幅度增加并在切割點前能保證足夠的安全距離,為提高拉速創(chuàng)造了條件。

    圖9 拉速為2.3 m/min時,殼厚及凝固終點隨結(jié)晶器配水量變化

    2.3 二冷區(qū)各段冷卻強(qiáng)度與鑄坯拉速的關(guān)系

    從圖10可知,在拉速為2.30 m/min且其余條件均不變的情況下,當(dāng)提高二冷區(qū)某段冷卻強(qiáng)度時,其余階段均未發(fā)生顯著變化(其溫差小于1℃);當(dāng)改變整體二冷區(qū)配水強(qiáng)度時,冷卻強(qiáng)度增大,鑄坯的表面溫度降低,冷卻強(qiáng)度增加20%,鑄坯的表面溫度在空冷區(qū)出口處降低約27.5 ℃。因此,要實現(xiàn)滿足DROF工藝的目標(biāo)表面溫度就要對整個二冷區(qū)的配水進(jìn)行綜合考慮,只對其中某一段進(jìn)行改變的方案,并不能達(dá)到理想效果。

    圖10 改變二冷區(qū)各段及整體配水表面中心溫度變化圖

    由圖11可知,在二冷區(qū)出口處,當(dāng)增大足輥段配水量20 %時,殼厚增大約0.2 mm,液芯長度縮小0.066 m;當(dāng)增大二冷一段配水量20 %時,殼厚增大約0.8 mm,液芯長度縮小0.249 m;每增大二冷二段配水量20 %時,殼厚增大約0.3 mm,液芯長度縮小0.062 m;當(dāng)使整體二冷區(qū)配水量增大20 %時,殼厚增大約1.3 mm,液芯長度縮小0.320 m。

    圖11 改變二冷各段配水量二冷區(qū)出口殼厚及凝固終點的變化

    在足輥段,連鑄坯殼形成較薄,鑄坯溫度較高,使得芯部液相區(qū)占比大,所以應(yīng)該提高該段冷卻強(qiáng)度,促使坯殼迅速生長,以保證不發(fā)生漏鋼。在二冷區(qū)一、二段,鑄坯已形成較厚的凝固坯殼,凝固坯殼熱阻較大,此時應(yīng)適當(dāng)減小冷卻強(qiáng)度,來獲得較高的鑄坯溫度,便于進(jìn)行直接軋制。與此同時,也可避免因為冷卻強(qiáng)度過高所造成鑄坯表面熱應(yīng)力過大而產(chǎn)生裂紋,影響鑄坯質(zhì)量。

    3 結(jié)論

    本文基于某鋼廠DROF小方坯連鑄生產(chǎn)現(xiàn)狀,利用軟件ANSYS和JMatpro建立了小方坯連鑄過程中的溫度場模型,定量分析了連鑄操作工藝對提高拉速的影響。

    (1)拉速每提高0.1 m/min,在空冷區(qū)出口,鑄坯表面溫度可提升約18 ℃。主要限制拉速提高的不是結(jié)晶器出口的坯殼厚度,而是鑄坯的液芯長度。如需提高拉速來實現(xiàn)鑄坯提溫,必須使得凝固終點前移,保證足夠的安全距離(一般需大于0.5 m),可通過提高鑄機(jī)半徑,優(yōu)化結(jié)晶器與二冷區(qū)的冷卻工藝制度等。

    (2)二冷區(qū)整體配水量增加20%,鑄坯的表面溫度在空冷區(qū)出口處增加約27.5 ℃,液芯長度縮小0.32 m,使拉速提高的成為可能。通過調(diào)整二冷區(qū)的配水來控制鑄坯的表面溫度,要對二冷區(qū)各段的水量進(jìn)行整體的調(diào)整,單純改變某一段的水量,不能達(dá)到預(yù)期效果。同時,應(yīng)在足輥段提高冷卻強(qiáng)度,促使坯殼迅速生長,在二冷其余階段,減小冷卻強(qiáng)度,來獲得較高的鑄坯溫度。

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