優(yōu)化二冷制度實(shí)現(xiàn)寬板坯角部復(fù)熱的研究

程常桂,車 芳,余 樂,萬文成,劉中天

(武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北武漢,430081)

與常規(guī)板坯相比,寬板坯的寬厚比大,生產(chǎn)工藝難度較高。在結(jié)晶器內(nèi),鋼水在窄面區(qū)域的活躍性較低,角部極易出現(xiàn)結(jié)冷鋼現(xiàn)象[1-2]。在二冷區(qū),鑄坯角部受到厚度、寬度兩個(gè)方向的冷卻,兩向傳熱在角部的疊加使得鑄坯角部受到的冷卻強(qiáng)度大于寬面其他區(qū)域,導(dǎo)致鑄坯角部溫度進(jìn)一步偏低,且這一現(xiàn)象隨鑄坯斷面寬度的增大而越趨明顯[3]。連鑄中,鑄坯的表面溫度控制曲線一般是以鑄坯面部溫度為依據(jù),若鑄坯角部溫度比面部溫度低很多,當(dāng)鑄坯面部溫度滿足冶金準(zhǔn)則需要時(shí),角部溫度卻可能處于低溫脆性區(qū),受彎曲或矯直應(yīng)力時(shí)鑄坯角部就有可能產(chǎn)生裂紋缺陷,導(dǎo)致最終產(chǎn)品質(zhì)量降低。

利用鑄坯內(nèi)部鋼液向外傳遞的熱量,并對(duì)寬板坯連鑄二冷區(qū)配水制度進(jìn)行優(yōu)化,實(shí)現(xiàn)寬板坯角部復(fù)熱,減小鑄坯角部與寬面面部中心的溫差,可以達(dá)到減少或消除鑄坯缺陷的目的。同時(shí),兩者間溫差的減小對(duì)改善連鑄坯動(dòng)態(tài)輕壓下操作的條件也十分有利。因此,本文針對(duì)寬板坯連鑄的工藝特點(diǎn),建立二維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型,利用寬板坯連鑄實(shí)際工藝條件,分析不同因素對(duì)實(shí)現(xiàn)寬板坯角部復(fù)熱的影響規(guī)律,以期為寬板坯二冷制度的合理優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 寬板坯角部復(fù)熱的原理及方法

影響鑄坯角部復(fù)熱的因素主要有液相穴內(nèi)高溫鋼液向鑄坯角部的傳熱能力及鑄坯角部所受冷卻強(qiáng)度的大小。當(dāng)?shù)竭_(dá)鑄坯角部的熱量大于鑄坯角部被帶走的熱量時(shí),就可以實(shí)現(xiàn)鑄坯角部的復(fù)熱。由鑄坯芯部傳遞到角部的熱量與凝固坯殼的內(nèi)熱阻相關(guān),對(duì)某一特定鋼種而言,這一熱阻取決于鑄坯角部凝固坯殼的厚薄。因此,從傳熱控制的角度來看,實(shí)現(xiàn)寬板坯角部復(fù)熱的冶金原理是:優(yōu)化鑄坯二冷配水,降低鑄坯角部冷卻強(qiáng)度;控制鑄坯角部凝固坯殼厚度及形狀,使鑄坯內(nèi)部液相穴呈兩頭寬大、中間瘦小的形狀,減小液相穴內(nèi)高溫鋼液蓄含熱量到達(dá)鑄坯角部的阻力。

實(shí)現(xiàn)角部復(fù)熱鑄坯的液相穴形狀示意圖如圖1所示。

圖1 角部復(fù)熱鑄坯液相穴形狀示意圖Fig.1 Schematic diagram of liquid core of slab with corner region reheating

為實(shí)現(xiàn)角部復(fù)熱,減少寬板坯角部與面部的溫差,可以通過調(diào)整二冷區(qū)比水量及鑄坯寬面配水制度來實(shí)現(xiàn),其中,寬面配水制度的調(diào)整必須解決兩個(gè)問題:①如何調(diào)配寬面配水條件;②何時(shí)開始調(diào)配寬面配水。實(shí)際連鑄中,可以通過調(diào)整鑄坯寬面內(nèi)外兩側(cè)噴嘴的冷卻水量比值、改變噴嘴型號(hào)或間距、調(diào)整噴嘴距鑄坯表面距離等方式來實(shí)現(xiàn)鑄坯寬面配水調(diào)整的目的,其中較為實(shí)用、簡(jiǎn)單的方法就是調(diào)整鑄坯寬面內(nèi)外兩側(cè)噴嘴的冷卻水量。何時(shí)開始調(diào)配寬面配水則受鑄機(jī)二冷區(qū)冷卻回路的影響。

2 寬板坯角部復(fù)熱的計(jì)算條件

2.1 工藝條件

國(guó)內(nèi)某鋼廠寬板坯連鑄機(jī)二冷1～4區(qū)寬面各噴嘴冷卻水量不能單獨(dú)調(diào)整;二冷5～6區(qū)寬面方向上設(shè)有4個(gè)噴嘴,內(nèi)側(cè)兩噴嘴為一條冷卻水回路,外側(cè)兩噴嘴為另一條冷卻水回路,可單獨(dú)配水[4]。鑄坯窄面除二冷1區(qū)為噴水冷卻外,其他各區(qū)為空冷。鑄坯寬面二冷5區(qū)、6區(qū)內(nèi)弧側(cè)配水方案如表1所示。由于原配水方案中二冷1～4區(qū)冷卻強(qiáng)度過大,鑄坯角部和面部溫度較低,因此優(yōu)化方案1中將二冷1～4區(qū)冷卻水量減小36%,優(yōu)化方案2中將二冷1～4區(qū)冷卻水量減小43%。

表1 鑄坯寬面二冷5區(qū)和6區(qū)內(nèi)弧側(cè)配水方案Table 1 Water amount allocation of inner side in fifth and sixth cooling zone

二冷5～6區(qū)噴嘴間距分別取為400、450、500 mm。

澆注鋼種選用Q235,其主要成分如表2所示。鑄坯斷面尺寸為1 800 mm×230 mm,澆注溫度Tc為1 538℃,拉坯速率為1.2 m/min。

表2 鋼坯的主要化學(xué)成分(w B/%)Table 2 Main components of steel

2.2 傳熱方程及邊界條件

根據(jù)寬板坯連鑄實(shí)際條件及相關(guān)假定建立的二維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型方程[5-6]為

式中:ρ為鋼的密度,kg/m3;Ceff為等效比熱容,J/(kg·K);T為鑄坯溫度,℃;t為時(shí)間,s;λ為導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);x、y為坐標(biāo),m。

利用結(jié)晶器冷卻水流量及進(jìn)出水溫差求出結(jié)晶器內(nèi)平均熱流密度,依據(jù)瞬時(shí)熱流密度與平均熱流密度的關(guān)系,給出結(jié)晶器內(nèi)瞬時(shí)熱流密度關(guān)系式[7]。計(jì)算過程中,考慮結(jié)晶器角部氣隙的影響,對(duì)結(jié)晶器角部區(qū)域熱流密度進(jìn)行修正[8]。

通過實(shí)驗(yàn),測(cè)定不同冷卻水量、不同噴嘴間距條件下噴嘴的冷卻特性曲線[4],得到噴嘴在鑄坯噴淋寬度上的水流密度分布曲線f(x),對(duì)其進(jìn)行積分,再乘以二冷分區(qū)長(zhǎng)度L及修正系數(shù)k,所得的值與二冷5區(qū)、6區(qū)對(duì)應(yīng)噴嘴的總噴水量應(yīng)相等,據(jù)此可求出修正系數(shù)k為

式中:Q為二冷某分區(qū)總水流量,L/min;a、b為水流密度分布曲線在鑄坯寬面上的起始、終點(diǎn)坐標(biāo),b-a為鑄坯的寬度,m;L為二冷某分區(qū)的長(zhǎng)度,m。

二冷5～6區(qū)沿鑄坯寬度方向上的水流密度為

式中:W為水流密度,L/(cm2·min)。

二冷區(qū)傳熱系數(shù)計(jì)算公式[9]為:

式中:hs為傳熱系數(shù),W/(m·K);Tw為冷卻水溫度,取Tw=25℃。

將式(3)代入式(4)中,即可求得二冷5區(qū)、6區(qū)鑄坯寬面方向上的傳熱系數(shù)。

連鑄中,鑄坯窄面沒有噴水冷卻時(shí),邊界條件按輻射傳熱方式處理。

3 結(jié)果與分析

3.1 配水方案對(duì)鑄坯寬面溫度分布的影響

澆注溫度為1 538℃、拉坯速率為1.2 m/min、二冷5～6區(qū)噴嘴間距為450 mm時(shí),不同二冷配水條件下計(jì)算得到的二冷2～6區(qū)鑄坯寬面面部中心和角部溫度隨距彎月面距離的分布如圖2所示。由圖2中可知,鑄坯角部由于兩向冷卻疊加效應(yīng)的影響,溫度分布不同于寬面中心處溫度分布。在原配水方案下,二冷2～4區(qū)鑄坯角部溫度最高為844.6℃,最低為716.6℃,角部處于低溫脆性區(qū),由于此區(qū)為連續(xù)彎曲段,實(shí)際生產(chǎn)中,在此配水條件下,鑄坯外弧側(cè)近角部常出現(xiàn)橫向裂紋缺陷;而二冷6區(qū)末端鑄坯寬面中心溫度則低于900℃。這表明原配水方案不合理,不僅鑄坯角部溫度偏低,面部溫度也偏低,故需要降低比水量,減小二冷5區(qū)、6區(qū)外側(cè)冷卻強(qiáng)度。

采用優(yōu)化方案后,在二冷2～6區(qū)范圍內(nèi),鑄坯寬面表面中心溫度及鑄坯角部溫度明顯提高。相對(duì)于優(yōu)化方案1,采用優(yōu)化方案2后鑄坯角部及面部溫度提高更為明顯,二冷6區(qū)出口處鑄坯面部溫度比原始配水條件下鑄坯寬面中心溫度提高了82.18℃,在鑄機(jī)連續(xù)彎曲段內(nèi),鑄坯角部溫度也由最低的782.2℃提高到869.1℃,鑄坯角部復(fù)熱效果較好?，F(xiàn)場(chǎng)的生產(chǎn)實(shí)踐表明,采用優(yōu)化方案2后,板坯外弧的近角部橫裂紋基本上沒有出現(xiàn)。

噴嘴間距為450 mm,不同配水條件下,二冷5區(qū)、6區(qū)出口處鑄坯寬面溫度隨距窄面距離的分布如圖3所示。由圖3中可知,在噴嘴間距為450 mm的條件下,無論在二冷5區(qū)還是二冷6區(qū),采用優(yōu)化配水方案后,鑄坯角部溫度均得到明顯提高,且鑄坯外側(cè)噴嘴水流密度減少得越多,鑄坯角部所受到的冷卻強(qiáng)度越弱,對(duì)應(yīng)于鑄坯的角部溫度也就越高;同時(shí),二冷比水量的減小有利于提高鑄坯寬面面部的溫度。

圖2 不同配水方案下鑄坯寬面中心和角部的溫度分布Fig.2 Temperature distribution of slab corner and broad surface center with different cooling systems

圖3 不同配水方案下二冷5區(qū)、6區(qū)出口處鑄坯寬面面部溫度分布Fig.3 Temperature distribution of slab wide surface in fifth and sixth zone with different cooling schemes

3.2 噴嘴間距對(duì)鑄坯寬面溫度分布的影響

圖4 原配水方案中不同噴嘴間距時(shí)鑄坯寬面表面的溫度分布Fig.4 Temperatures of slab wide surface with different nozzle spacing intervals in the original waler scheme

澆注溫度為1 538℃、拉坯速度為1.2 m/min、二冷5～6區(qū)噴嘴間距分別為400、450、500 mm時(shí),對(duì)采用原配水方案時(shí)鑄坯的溫度分布進(jìn)行計(jì)算,得到二冷5區(qū)、6區(qū)出口處鑄坯寬面表面溫度分布,如圖4所示。由圖4中可知,噴嘴間距為500 mm時(shí),鑄坯角部溫度最低,這是由于噴嘴間距大,外側(cè)兩噴嘴的水流密度峰值向鑄坯角部移動(dòng),噴淋到鑄坯角部的冷卻水量較大,提高了角部冷卻強(qiáng)度,使角部溫度降低。噴嘴間距為400 mm時(shí),鑄坯寬度方向上溫度波動(dòng)較大,寬面最低溫度位于距角部0.7 m處,由于內(nèi)外兩側(cè)噴嘴冷卻水的疊加,該處冷卻強(qiáng)度最大。噴嘴間距為450 mm時(shí),鑄坯表面溫度分布要比其他兩個(gè)噴嘴間距下的均勻些,鑄坯角部溫度介于兩者之間。

拉速、澆注溫度不變,采用優(yōu)化方案2配水,二冷5～6區(qū)噴嘴間距為400、450 mm時(shí),得到的二冷5區(qū)、6區(qū)出口處的寬面溫度分布如圖5所示。由圖5中可知,采用優(yōu)化方案2配水,噴嘴間距為400 mm時(shí)鑄坯角部區(qū)域的復(fù)熱效果較噴嘴間距為450 mm時(shí)更好。與噴嘴間距為450 mm時(shí)相比,間距為400 mm時(shí),二冷5區(qū)的鑄坯角部溫度要高出約58℃,二冷6區(qū)靠近角部0.1 m處鑄坯表面溫度要高出約72℃,角部溫度約低1.3℃。

由圖5中還可看出,雖然噴嘴間距為400 mm比450 mm時(shí)鑄坯角部區(qū)域的復(fù)熱效果要好,但是鑄坯寬面溫度分布均勻性則差很多,在二冷5區(qū)出口處,噴嘴間距為450 mm時(shí),鑄坯寬面溫度波動(dòng)范圍為890.8～1 055.5℃,而噴嘴間距為400mm時(shí),鑄坯寬面溫度波動(dòng)范圍為635.1～1 119.15℃,二冷6區(qū)出口處有類似的規(guī)律。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是:噴嘴間距為400 mm時(shí),靠近鑄坯角部區(qū)域雖然冷卻強(qiáng)度得到減弱,但靠近中心處的冷卻強(qiáng)度卻增強(qiáng),導(dǎo)致鑄坯寬面溫度分布均勻性變差,且溫度最低值為635.1℃,此時(shí)亦處于板坯的低溫脆性區(qū),雖然不會(huì)導(dǎo)致寬板坯近角部產(chǎn)生橫裂紋,但有可能導(dǎo)致鑄坯近二分之一處產(chǎn)生表面橫裂紋。因此,對(duì)于本文計(jì)算的條件下,合適的噴嘴間距應(yīng)為450 mm。

圖5 優(yōu)化方案2中不同噴嘴間距時(shí)鑄坯寬面表面的溫度分布Fig.5 Temperatures of slab wide surface with different nozzle spacing intervals in oplinization scheme 2

3.3 不同配水條件下鑄坯凝固坯殼厚度分布

澆注溫度為1 538℃、拉坯速率為1.2 m/min、噴嘴間距為450 mm時(shí),計(jì)算區(qū)域?yàn)檎娑种?、寬面四分之一范圍?nèi),不同配水條件下二冷5區(qū)、6區(qū)出口處凝固坯殼厚度,結(jié)果如圖6所示。由圖6中可知,與原配水方案相比,進(jìn)行二冷配水優(yōu)化之后,在二冷5區(qū)、6區(qū)出口處,鑄坯凝固坯殼厚度明顯減薄,且角部坯殼厚度減小更為明顯,這與比水量降低、鑄坯角部冷卻強(qiáng)度減小密切相關(guān)。采用原配水方案、優(yōu)化方案1和優(yōu)化方案2時(shí),二冷5區(qū)出口處,與鑄坯寬面、窄面成45°方向的凝固坯殼厚度分別為84.840、80.598、79.891mm;二冷6區(qū)出口處,與鑄坯寬面、窄面成45°方向的凝固坯殼厚度分別為113.12、104.64、103.22 mm。鑄坯角部凝固坯殼變薄,由內(nèi)部高溫鋼液蓄含熱量向鑄坯角部傳遞的阻力減小,有利于改善鑄坯的角部復(fù)熱效果。

圖6 不同配水方案下鑄坯凝固坯殼厚度曲線Fig.6 Thickness of solidification shell with different cooling schemes

4 結(jié)論

(1)生產(chǎn)斷面寬度為1 800 mm的鑄坯,二冷5區(qū)、6區(qū)噴嘴間距選為450 mm時(shí),鑄坯寬面溫差較小,更有利于實(shí)現(xiàn)鑄坯的角部復(fù)熱。

(2)噴嘴間距一定,隨二冷區(qū)比水量的減小及鑄坯寬面外側(cè)兩噴嘴的冷卻水量的降低,鑄坯角部溫度復(fù)熱效果更好。

(3)進(jìn)行二冷配水優(yōu)化后,鑄坯角部凝固坯殼厚度明顯減薄,這有利于改善角部復(fù)熱效果。

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