攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機輥列優(yōu)化改造

羅 丹

(攀鋼提釩煉鋼廠,四川攀枝花617062)

攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機輥列優(yōu)化改造

羅 丹

(攀鋼提釩煉鋼廠,四川攀枝花617062)

通過對攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機在生產過程中存在結晶器液位周期性波動問題的分析,認為造成結晶器液位波動的主要原因是弧形段區(qū)域扇形段的輥徑、輥間距完全一樣,造成鑄坯向前運動過程中液芯容積變化同步進行,在較長一段二冷區(qū)內波動疊加從而引起結晶器液面波動。為了打破液芯容積變化同步的問題,將弧形段1#、2#扇形段輥列重新設計、制造和安裝,解決了結晶器液面波動問題。

板坯;連鑄;結晶器;液面波動;輥列;優(yōu)化

1 引言

攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機是引進意大利達涅利公司關鍵技術,2003年10投產的直弧形板坯連鑄機,設計年產量100萬噸。從投產以來,在生產過程中當澆鑄強度較高的專項鋼(如P510L)時,結晶器液面出現周期性大幅度(最大幅度達到±30mm以上)波動,導致漏鋼預報頻繁報警,澆鑄過程中被迫頻繁降速或停機,根本無法維持正常澆注。通過考察全國武鋼、梅鋼等其他鋼鐵公司同類型連鑄機,發(fā)現也存在液面周期性波動的問題。雖然各公司都采取了調節(jié)結晶器冷卻水、二冷水、優(yōu)化保護渣等工藝參數,但均無明顯效果。

我廠2#板坯連鑄機工藝參數已經優(yōu)化,在出現結晶器液位波動時除采取降低拉速和停機以外,無其它有效措施。

2 結晶器液位波動原因分析

攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機為直弧形連鑄機,鑄機半徑R=8m,由結晶器、零號段(彎曲段)和13臺扇形段組成,輥子均采用兩分節(jié)輥。鑄機輥列布置如圖1所示。

圖1 2#板坯連鑄機輥列布置圖

2#板坯連鑄機結晶器足輥有3對,輥徑為?140mm,輥間距為170mm;零號段為彎曲段,輥子數為14對,輥徑為?170mm,輥間距為212mm;1#～6#扇形段為弧形段,每段扇形段輥子數為6對,輥徑為?230mm,輥間距為277mm,每段扇形段第三根輥為驅動輥;7#扇形段為矯直段,扇形段輥子數為7對,輥徑為?290mm,輥間距為330mm,第四根輥子為驅動輥;8#～13#扇形段為水平段,每段扇形段輥子數為7對,輥徑為?290mm,輥間距為330mm,每段扇形段第三根輥為驅動輥。1#～6#扇形段輥列完全一樣,可以互換。

澆鋼時,鑄坯出結晶器進入二冷區(qū)扇形段后,外部形成一定厚度的坯殼,內部仍是鋼水。在扇形段輥子的支托和驅動作用下,鑄坯不斷前進,同時受到噴水冷卻,直到完全凝固。由于鑄機有一定高度,前后輥之間有一定距離,坯殼在內部鋼水靜壓力作用下產生變形,向外鼓出即通常所說的“鼓肚”,如圖2所示。

鼓肚的鑄坯在前進中受到下一對輥子的壓縮,離開該對輥子后又鼓出來,這個過程在二冷區(qū)許多輥子之間同時不停地進行。如果這個過程是均勻、連續(xù)進行的,并且坯殼主要表現為塑性變形,那么兩輥之間的圓弧形鼓肚就是對稱的。在任意瞬間,扇形段里的鑄坯液芯容積都保持不變或基本不變,這時在澆鋼和拉坯相平衡的情況下,結晶器內的鋼液面是穩(wěn)定不動的,不會出現液面波動[1],如圖3所示。

圖2 鑄坯鼓肚形成示意

圖3 坯殼對稱鼓肚示意圖

當坯殼具有一定的強度或鼓出的坯殼不對稱時,鼓肚在兩輥之間的鼓出和壓回過程連續(xù)但不均勻,液腔容積隨時都在發(fā)生變化。扇形段的輥間距若相等,各輥之間的液腔變化就會同步進行,這時在很長的二次冷卻區(qū)域內(如1#～6#段),各輥之間的液腔變化疊加之和會很大,液面波動就會很大,并呈現出一定節(jié)奏即周期性,液面波動一次的周期,就是鑄坯通過兩對導輥之間的時間,如圖4所示。

但是,如果一個扇形段內的輥間距差別較大,或一個扇形段內的輥間距雖然相同、但相鄰兩個扇形段的輥間距差別較大,那么在任意時刻,在二次冷卻區(qū)域內一定長度上的鑄坯凝殼處于有的在鼓起,有的在壓下的非同步狀態(tài)。這樣很多不同周期的變量疊加結果是大小相抵,近似恒值,其液腔總容積沒有什么變化,也沒有什么周期性變化,因此,結晶器液面就不會因鑄坯鼓肚而出現波動,更不會發(fā)生周期性波動。

連鑄坯在二冷區(qū)域1#～6#扇形段內冷卻后坯殼厚度和強度已增加較大,在7#～13#扇形段輥子之間已表現不出“鼓肚”現象,因此對結晶器液面波動基本無影響。

圖4 坯殼不對稱鼓肚示意圖

根據以上分析,認為造成攀鋼2#板坯連鑄機在生產強度較高的鋼種時結晶器液位周期性波動的主要原因是弧形段1#～6#段輥徑、輥間距相等,坯殼在輥子之間的液腔變化同步進行后疊加造成的。為了消除結晶器液位波動,必須優(yōu)化輥列,打破弧形段1#～6#段等輥徑、等輥間距的布置形式。

3 輥列優(yōu)化方案

為了打破2#板坯連鑄機扇形段1#～6#段等輥徑、等輥間距的布置形式,使二次冷卻區(qū)域內一定長度上的鑄坯凝殼處于有的在鼓起,有的在壓下的非同步狀態(tài),從而改善結晶器的液面波動,可以選擇兩段扇形段重新布置輥列。重新布置輥列的原則是:設備改造應盡可能地減少成本;噴嘴、液壓缸等配套件盡量與現有通用;改造后的扇形段安裝基礎不變,與現有扇形段具有互換性;扇形段傳動輥軸線位置不做改動,能與現有傳動裝置連接;維修區(qū)設備不做改動。

3.1 改變扇形段輥列的方案

方案一:不改變輥子數量,將2#、4#、6#自由輥徑減小到?200mm,且調整輥間距變?yōu)?62mm。(如圖5)

圖5 方案一

方案二:減少一對輥子,驅動輥和自由輥徑變?yōu)?260 mm,輥間距變?yōu)?39mm。(如圖6)

圖6 方案二

方案三:增加一對輥子,所有輥徑變?yōu)?200mm,輥間距變?yōu)?36和260mm。(如圖7)

方案四:增加一對輥,驅動輥輥徑保持不變?yōu)?230,自由輥徑變?yōu)?190 mm,輥間距變?yōu)?29和249.5mm。(如圖8)

3.2 四種方案扇形段的基本參數

四種改造方案扇形段的基本參數見表1所示。

3.3 四種方案優(yōu)缺點比較

四種改造方案優(yōu)缺點比較見表2所示。

圖7 方案三

圖8 方案四

由于重新布置輥列的扇形段安裝在連鑄機弧形區(qū)域的1#、2#扇形段上,生產過程中鑄坯溫度高、坯殼較薄。根據鑄坯鼓肚量計算公式[2]:

式中:α為考慮鑄坯寬度的形狀系數;η為α的修正系數,對于一般板坯可取αη=1;ρ為鋼水的密度;q為坯殼端點所受的載荷;B為鑄坯的寬度;x為兩輥間任意鼓肚量的位置;l為輥間距;I為梁的截面慣性矩;Ee是坯殼彈性模量;t為鑄坯通過一個輥間距的時間。由上式可以得出輥間距增大,鑄坯鼓肚量隨之增大。

表1 扇形段基本參數

表2 方案優(yōu)缺點比較表

經過比較分析,認為方案一、方案二輥間距太大,鑄坯會產生較大的鼓肚而影響鑄坯質量或造成漏鋼事故,所以不能采用。方案三和方案四都是減小了輥間距,有利于防止鑄坯鼓肚,同時打亂了輥間距規(guī)律,能夠滿足改造要求。但比較而言,方案四不用改動傳動裝置,而且驅動輥直徑較大,承載能力較強,因此選用方案四,在2#板坯連鑄機弧形區(qū)間的1#、2#扇形段,按方案四重新設計制造、安裝上線,打破原鑄機1#～6#扇形段等輥徑、等輥間距的輥列布置形式。

4 改造扇形段強度驗算

4.1 扇形段框架及驅動輥強度

按照方案四,改造的新扇形段安裝基礎、外形尺寸、驅動輥直徑、驅動輥軸承型號等均與現場使用的原扇形段完全一致?，F場使用的扇形段經過多年的使用后,驗證其強度完全能夠滿足使用要求。

4.2 自由輥強度

新扇形段自由輥輥徑由?230 mm改造為?190 mm,需要進行強度驗算。自由輥受力如圖9所示。

圖9 扇形段自由輥受力圖

輥子受到軸端軸承對輥子向上的支撐力,以及鋼水對輥子向下的鋼水靜壓力。這里假設鋼水對輥子的靜壓力為均布載荷。這里針對扇形段2#段的最后一個輥子進行分析,這對輥子受到的鋼水靜壓力最大。

鋼水靜壓力

F=ρghS=173.6KN

式中:ρ為鋼水比重;h為鋼水液面到輥面的高度,h=7 348.1mm;S為板坯的寬度與輥間距的乘積,S=229×1 350mm2。

此時,所受最大彎矩Mmax=FL/8;

最大彎曲應力σmax=Mmax/W= 32.7Mpa;＜[σ];最大撓度υmax=5FL3/ 384EI=0.119mm;小于設計規(guī)范要求的最大撓度小于1mm[3-4]。

式中:L為鑄坯最大寬度1 350mm;W為自由輥抗彎截面系數;W=πd3/32(d為自由輥直徑);E為自由輥彈性模量;I為截面慣性矩I=πd4/64(d為自由輥直徑)。

通過計算,將自由輥輥徑改為?190 mm是安全的。

4.3 自由輥軸承選用

根據如前計算自由輥承受的最大鋼水靜壓力F=ρghS=173.6KN,單個軸承承受的徑向載荷P=F/2=86.8KN;軸承轉速n≤25r/min;預期壽命L10h=100 000h[4]。根據公式C=(P/ft)*(60n L10h/106)1/ε

式中:ft——軸承溫度系數,取0.6[4]; ε——軸承壽命指數,滾子軸承ε=10/3。

計算出軸承應具有的額定動載荷為650KN。考慮扇形段軸承使用在高溫環(huán)境及輥子對中誤差,根據軸承手冊,自由輥軸承選用24020 C4型號軸承是合適的。

5 使用效果

攀鋼煉鋼廠2#板坯連鑄機改造后的扇形段于2009年12月31日上線使用。澆鑄各種鋼種時,結晶器液面非常平穩(wěn),特別是在澆鑄過去液面周期性波動特別大的鋼種時,液面也非常穩(wěn)定,液面波動小于±3mm。輥列改造前后,澆鑄相同P510L鋼種時結晶器液面實時截圖如圖10、圖11所示。

圖10 輥列改造前液面波動截圖

圖11 輥列改造后液面波動截圖

改造扇形段從2009年12月31日使用至2010年5月12日正常下線檢修,檢查扇形段框架、輥子開口度等,均未發(fā)現存在明顯變形,開口度精度在0.2mm,內外弧度精度在0.5mm以內。改造扇形段完全能夠滿足連鑄機使用強度要求。

6 經濟效益

通過輥列優(yōu)化改造后,澆鑄汽車大梁鋼(P510L)、管線鋼等專項鋼種時結晶器液面非常穩(wěn)定,使過去不能澆鑄或難以正常拉速澆鑄的鋼種實現正常澆鑄,增加了2#板坯連鑄機產品品種、結構,對公司整體產生經營創(chuàng)造巨大經濟效益。

7 結論

攀鋼2#板坯連鑄機弧形區(qū)域1#～6#扇形段等輥徑、等輥間距布置是造成澆鑄強度較高的低合金鋼種時結晶器液面波動的主要原因。通過改變連鑄機1#、2#扇形段輥子數量和輥徑,打破2#板坯連鑄機弧形區(qū)域1#～6#扇形段等輥徑、等輥間距的輥列形式,較好地解決了結晶器液面周期性波動問題。改造后的扇形段強度能夠滿足現場使用要求。攀鋼2#板坯連鑄機輥列優(yōu)化改造對全國同類型連鑄機解決類似問題具有很好的借鑒作用。

由于受檢測條件和理論知識限制,針對扇形段輥徑、輥間距對結晶器液面波動的影響只進行了定性分析,今后將有意識收集相關數據,為連鑄機研究學者提供一些基礎數據,以便建立相關理論模型,定量分析輥徑、輥間距等對結晶器液面的影響,為連鑄機設計提供理論基礎。

[1] 程乃良,楊拉道,等.板坯連鑄結晶器液面周期性波動的探討[J].煉鋼.2009,25(6).

[2] 王巖,趙美,常國威.連鑄板坯鼓肚量的計算[J].遼寧工學院學報,2005,25(1).

[3] 劉明延,李平.板坯連鑄機設計與計算[M].機械工業(yè)出版社,1990.

[4] 徐灝.機械設計手冊第一卷[M].機械工業(yè)出版社,1991.

Panzhihua Iron and Steel Mill 2#Slab Caster Roll Out Optimized Transformation

LUO Dan
(Vanadium Recovery&Steelmaking Plant of PZH Steel,Panzhihua 617062 Sicha,China)

Through the analysis of Panzhihua Iron and Steel Mill No.2 slab caster mold level presence of cyclical fluctuations in the production process,Considered the main cause of mold level fluctuation is curved section area segments of roller diameter,roller spacing exactly the same, Slab caused during the forward movement of liquid core volume change simultaneously,In the secondary cooling zone longer period fluctuations superimposed causing mold level fluctuations. To break the liquid core volume change synchronization problems,The curved section 1#,2#segments roll out re-design,manufacture and installation,to solve the problem of mold level fluctuation.

slab;casting;mold;level fluctuation;roll out;optimization

TF341 TF777

:B

1001-5108(2015)03-0056-06

羅丹,高級工程師,主要從事冶金設備管理。