Изучение режимов нагрева стальной полосы в протяжной печи башенного типа для светлого отжига Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

НОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА

УДК 681.511

Изучение режимов нагрева стальной полосы в протяжной печи башенного типа для светлого отжига

М. Ю. Рябчиков, И. Г. Самарина

Для снижения доли некондиционной продукции и энергосбережения исследован и оптимизирован процесс нагрева стальной полосы при непрерывном горячем цинковании в протяжной печи башенного типа. Разработана модель нагрева полосы при рекристаллизационном отжиге и проведена ее адаптация с использованием экспериментальных данных, полученных на действующем агрегате.

Ключевые слова: агрегат непрерывного горячего цинкования, дефект, отжиг, нагрев, протяжная печь для отжига полосы.

Оцинкованный листовой прокат, получаемый на агрегатах непрерывного горячего оцинкования (АНГЦ), пользуется повышенным потребительским спросом. Установка АНГЦ цеха покрытий ОАО «ММК», разработанная фирмой БашеИ, обеспечивает выполнение ряда технологических операций над полосой, таких как чистка поверхности, термообработка в защитной атмосфере для придания стали различных механических прочностных характеристик, оцинкование путем горячего осаждения цинка.

Термическая обработка стальной полосы осуществляется в печи башенного типа, имеющей участки радиационного нагрева и температурной выдержки. Температура металла в зависимости от группы стали изменяется от 720 до 840 °С. Технологическая схема термообработки полосы на АНГЦ и параметры температурного режима в зависимости от группы стали представлены на рис. 1.

Для контроля температурного состояния полосы на АНГЦ используются четыре оптических пирометра, установленных на выходе каждого технологического участка: нагрева; температурной выдержки; закрытого и глубокого охлаждения.

Полоса в отделениях нагрева и выдержки нагревается излучением от радиационных труб, каждая из которых оснащена рекуперативной горелкой. Для организации управления рабочее пространство печей отделений

нагрева и выдержки разделено соответственно на семь и две зоны.

Нарушение технологически заданных режимов нагрева может привести к возникновению дефектов полосы, доля которых по отдельным отчетным периодам достигает 7 %, что делает обеспечение рациональных условий термической обработки полосы на АНГЦ в целях снижения доли некондиционной продукции актуальной проблемой.

Распределение не соответствующей требованиям продукции по типам дефектов, предположительно не связанных с механической обработкой полосы на АНГЦ цеха покрытий ОАО «ММК», представлено на рис. 2.

Из рис. 2 видно, что 82 % всех дефектов связаны с наплывом цинка и непроцинков-кой полосы, 79 % дефектных рулонов изготовлены из стали марки 08ПС.

Для обоснованного управления отжигом и оцинкованием прежде всего важно объективно оценить процессы теплообмена в рабочем пространстве отдельных зон печи и получить информацию о температуре отжигаемого металла.

Действительную температуру полосы в протяжной печи сложно измерить. В агрегатах этого типа температурный режим контролируют с помощью зональных хромель-алю-мелевых термопар, измеряющих некоторую среднюю температуру в зоне печи. Пирометры излучения, визированные на полосу, ис-

Рис. 1. Технологический процесс термообработки полосы на АНГЦ и температурный режим в зависимости от группы обрабатываемой стали

пользуют для контроля температуры только после печи вследствие мощного фона излучения кладки и нагревателей.

Большую работу по изучению особенностей отжига провели на «НЛМК», где были раз-

работаны конструкции скользящих контактных термометров (КТ), которые обеспечили точность измерения температуры при скорости транспортировки до 80 м/мин на уровне ±5-8 °С [1].

Наплыв цинка

Непроцинковка Отслоение цинкового покрытия

Несоответствие Шероховатое механических покрытие свойств

Рис. 2. Распределение некондиционной продукции по типам дефектов: темный цвет — функция плотности распределения, светлый — интегральная функция распределения

новые материалы и технологии производства

На «НЛМК» применяется агрегат непрерывного отжига башенного типа японской фирмы Nippon Kokan. В ходе автоматизированных экспериментов, проведенных МИСиС на «НЛМК», были получены данные о существенном отклонении температурных режимов отжига полосы от заданных технологической инструкцией. Имел место значительный перегрев полосы в первом проходе секции нагрева, что отражалось на качестве термообработки. Обнаружена значительная разница температуры металла по высоте печи, обусловленная неравномерностью температур газа и кладки по высоте и длине агрегата и несовершенством организации газового и теплового режимов. Для более равномерного нагрева металла была перераспределена тепловая нагрузка по зонам секции нагрева, что позволило снизить температуру металла после первого и пятого проходов с 390 и 485 °С соответственно до 270 и 435 °С без изменения температуры полосы на выходе из секции нагрева.

По измененному режиму был проведен отжиг 22 плавок. При этом фиксировали и рассчитывали усредненные по каждой плавке расходы природного газа по зонам секции нагрева, а также его удельный расход на нагрев 1 т стали. Удельный расход природного газа в секции нагрева при осуществлении равномерного нагрева полосы по сравнению с базовым вариантом снизился на 3,46 м3/т, или 11,5 % [2].

В целях снижения доли некондиционной продукции и реализации рациональных в топливном отношении режимов отжига на «ММК» были также изучены режимы нагре-

ва полосы. За 2 года работы агрегата была собрана база данных из более чем 10 млн записей о значениях ключевых технологических параметров, влияющих на процесс.

Диаграмма причинно-следственных связей, составленная для двух основных дефектов «наплыв цинка» и «непроцинковка», позволила выявить, что основными параметрами, влияющими на появление дефектов, являются:

• температура полосы на выходе из каждого отделения;

• значение точки росы защитной атмосферы в каждом отделении;

• окисленность, содержание Н2 и давление защитной атмосферы.

Плотности распределения минимальной температуры за время обработки рулона в отделении нагрева для рулонов с дефектами и без дефектов представлены на рис. 3.

Для 49 % рулонов с дефектами характерно снижение температуры полосы на выходе отделения нагрева ниже 700 °С. Однако это характерно и для 23 % рулонов без дефектов.

Данную ситуацию объясняет оценка плотностей распределения температуры для рулонов с дефектами и без дефектов на выходе из отделения термовыдержки. Для рулонов с дефектами доля рулонов с температурой меньше 700 °С составляет около 40 %, в то время как доля таких рулонов без дефектов очень низка (2-3 %). Это означает, что отделение термовыдержки часто используется технологами для нагрева полосы.

Анализ плотностей распределения дефектных рулонов по отделениям, в которых произо-

0,6

0,6

п о м о ч

ft и к

и 1

г

Ч ф

ч

CD ft

И

§

ft л н о о и н о ч

к

0 700 710 720 730 740 750 760 770

Минимальная за время обработки температура полосы после нагрева, °С

0 700 710 720 730 740 750 760 770

Минимальная за время обработки температура полосы после выдержки, °С

Рис. 3. Плотности распределения дефектных (светлый) и недефектных (темный) рулонов от минимальной за время обработки рулона температуры полосы на выходе отделения нагрева и выдержки

шло нарушение технологических температурных режимов, показал, что низкая температура полосы на выходе отделения нагрева является приоритетным фактором, влияющим на образование дефектов, связанных с температурным режимом подготовки полосы к оцинкова-нию.

В целях изучения режимов нагрева полосы разработана модель на основе уравнения смешанного (радиационно-конвективного) теплообмена:

п | м

100 J i 100

a(тп - Тм) + so

=рср sv^f+%

с граничным условием

Тм/1=0 = Т0 '

(1)

(2)

где я — постоянная Стефана-Больцмана; а — коэффициент конвективного теплообмена; а — коэффициент теплообмена излучением; Тп, Тм, Т0 — температуры соответственно атмосферы внутри печи, нагреваемого металла, металла на входе в печь, К; ср, р — соответственно удельная теплоемкость и плотность металла; а, I, V — соответственно толщина полосы, ее длина в печи и скорость; Qр — затраты теплоты на рекристаллизацию стали.

В отделении нагрева протяжной печи температура измеряется в семи точках. Для оценки температуры рабочего пространства в отдельной произвольной точке использовали зависимость

Т=

п

+ ... + т7 ¡7k

¡k l1

+ ... + Щ

(3)

где Т1-Т7 — температуры в точках контроля; ¿1—¿7 — расстояния до точек контроля температуры; к = 4.

При создании модели приняли, что на коэффициент теплообмена излучением а в уравнении (1) влияют: температура, ширина полосы и время ее нахождения в отделении нагрева. Условно зависимость степени поглоще-

ния теплоты от этих факторов можно описать уравнением

е = Х^ж + Х2а + Х31апЬ(Х4х) + Х5, (4)

где Х1—Х5 — коэффициенты влияния; £м — температура полосы, °С; а — ширина полосы, м; х — время пребывания полосы в печи, с.

С увеличением температуры и времени пребывания полосы в печи поглощающая способность будет изменяться не только в силу нагрева, но также под влиянием термического удара и выгорания остатков загрязняющих веществ. Влияние ширины на поглощающую способность определяется геометрией рабочего пространства. К неизвестным факторам относится также коэффициент конвективного теплообмена а.

Затраты теплоты на рекриссталлизацию стали индивидуальны для различных марок. На основании данных [3] для марки стали 08 затраты теплоты могут быть 124 кДж/кг.

Аналитически рассчитать значения параметров Х1—Х5 и а сложно. Для их определения использовали массив накопленной статистической информации.

Экспериментальные статистические данные отбирали специальным образом с применением стратифицированного сэмплинга в целях обеспечения равномерности совокупной плотности распределения экспериментальных данных [4, 5]. При отборе данных в выборку выбирали режимы, при которых температура полосы, контролируемая пирометром на выходе отделения нагрева, не достигла температуры рабочего пространства. Так как других точек контроля температуры полосы нет, то настройка модели ведется по критерию минимизации отклонения расчетной температуры на выходе печи от измеренной. Отбор данных устраняет неоднозначность момента выхода температуры полосы на уровень температур рабочего пространства.

Найденные значения коэффициентов модели представлены в таблице. По результатам создания модели параметр а признан незначащим, т. е. доля конвективного теплообмена пренебрежимо мала.

Коэффициенты модели

Модель ^2 ^3 ^4 ^5 a R

1 -0,003 0,09 -0,63 -0,02 0,897 0,00028 0,82

2 -0,003 0,095 — — 2,13 — 0,69

|4б

№ 1(73)/2013

Созданные модели гомоскедастичны. Имеющиеся статистические данные по более чем 50 технологическим показателям, значимо влияющим на нагрев полосы, совместно позволяют объяснить 92 % всей дисперсии, что свидетельствует о возможности дальнейшего совершенствования созданной модели.

Следует отметить рост поглощающей способности с ростом ширины полосы, что связано с особенностями формы рабочего пространства и радиантных труб. Отрицательное значение коэффициента Хг свидетельствует о снижении степени поглощения теплоты с ростом температуры, что требует дополнительного изучения. Учет времени пребывания полосы в печи (Х3, Х4) существенно повышает точность модели.

Полученная модель была использована для расчета режимов при разных толщинах полосы и скоростях ее движения. На рис. 4 представлены графики нагрева при толщине полосы 1,5 мм и скорости движения 80 и 180 м/мин.

На графике виден горизонтальный участок рекристаллизации стали. Принято, что вся теплота, подводимая к полосе, в это время тратится на рекристаллизацию и до ее завершения полоса не греется.

Из рис. 4 видно, что при скорости 180 м/мин и толщине 1,5 мм металл не успевает нагреться до регламентированного уровня 700 °С, рекристаллизационный отжиг оказывается незавершен и вероятно получение бракованной продукции. Изменения скоростного ре-

жима могут приводить к значимым и быстрым изменениям температуры полосы на выходе отделения термообработки. По результатам анализа данных процесса такое изменение может достигать 10-60 °С.

Изначально агрегат проектировался исходя из предполагаемой скорости обработки полосы 80 м/мин, однако вследствие высокой доли полос толщиной порядка 0,5 мм работа агрегата была оптимизирована при скорости 180 м/мин.

Кроме условия завершенности отжига необходимо также учитывать, что для поддержания баланса притока и оттока теплоты в течение продолжительного времени необходимо снижать скорость для «толстых» полос и по возможности увеличивать для тонких. Невыполнение этого условия может привести к тому, что даже при максимальном расходе топлива на нагрев температуры в зонах и соответственно температура полосы начнут снижаться.

Созданная модель позволила сформировать рекомендации к скоростному режиму обработки полос, была использована при обучении технологов, ведущих процесс, и позволила изучить ряд режимов с различным распределением топлива по зонам протяжной печи.

Для оценки эффективности различных схем распределения топлива, возникающих при управлении процессом операторами, с применением базы данных произвели расчет средних расходов топлива, температур рабочего пространства по зонам и температур отходящего дыма за периоды 0,5-1,5 ч при

о

й

ft

^

У ft CD И

S

CD

н

800 700 600 500 400 300 200 100

0

1

0,2 0,4 0,6 0,8

Относительное время пребывания полосы в печи Рис. 4. Изменение температур: 1 — рабочего пространства; 2 — полосы и печи при скорости 80 м/мин, толщина 1,5 мм; 3 — полосы и печи при скорости 180 м/мин, толщина 1,5 мм по ходу движения полосы в рабочем пространстве

л н о о а о к О

200 160 120 80

40

Область возможных режимов

-^У/Х

/ / / т^ Узкие полосы

Широкие полосы --^(/Рабочая зона //, V// /////

////, -1-1-1-1-

0

0,25

0,50 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2 Толщина, мм

Рис. 5. Допустимый в долгосрочной перспективе скоростной режим для полос с различной толщиной и шириной (узкие полосы — 1 м, широкие полосы — 1,6 м)

условии стабильной температуры полосы на выходе отделения нагрева 710-730 °С.

По полученной выборке усредненных значений рассчитали КПД агрегата:

Л = (Ян + О) / Ят,

где Qн — затраты теплоты на нагрев полосы; Яр — затраты теплоты на рекристаллизацию стали; Ят — теплота от сжигания топлива — природного газа.

Температуры рабочего пространства и расходы топлива по зонам нормировали по их средним для всей печи значениям. После сортировки выборки по значениям КПД л получили наиболее и наименее эффективные в топливном отношении режимы из примененных ранее при управлении (рис. 5).

а)

в)

б)

г)

Рис. 6. Распределение температурных полей (а, б) и расходов топлива по зонам печи (в, г) при наиболее рациональных по КПД режимах л = 0,62 (а, в) и наименее — л = 0,55 (б, г). Для графиков температурных полей темный соответствует t / £ср = 0,97, светлый — t / £ср = 1,03; для графиков распределения топлива темный — V / иср = = 0,7, светлый — V / vср = 1,3

148

№ 1(73)/2013

По предварительной оценке реализация режимов нагрева за счет использования схемы рационального распределения топлива (рис. 6, в) позволяет повысить КПД агрегата на 5-7 %, однако такие режимы находятся на гране допустимых в соответствии с требованием технологической инструкции о проведении термического удара, при котором на первую (входную) зону необходим повышенный расход топлива.

Требует дополнительного изучения вопрос о рациональном распределении топлива между верхними и нижними зонами. Из рис. 6 видно, что повышенная подача топлива в нижние зоны повышает эффективность работы агрегата.

Приведенные на рис. 4 графики нагрева полосы показывают сложность применения концепции, предложенной в работе [6], согласно которой для реализации энергосберегающих режимов нагрева необходимо поддерживать металл на высоком температурном уровне минимальное время, для чего предлагается перенос топливной нагрузки на последние зоны по ходу движения металла.

При проведении рекристаллизационного отжига важным является наиболее интенсивный нагрев до температуры проведения рекристаллизации. При этом значимость приобретают снижение потерь теплоты во входных—выходных зонах агрегата и распределение топлива между верхними и нижними зонами.

Необходимо отметить, что частое использование зоны выдержки для нагрева полосы соответствует концепции поддержания металла на высоком энергетическом уровне минимальное время, однако при этом нужно учитывать, что отделение выдержки конструктивно не предназначено для нагрева, так как оборудо-

вано существенно меньшим числом горелок (в отделении нагрева — 161, в отделении выдержки — 24) и при таких режимах высока вероятность появления дефектной продукции.

Таким образом, в результате проведенного изучения режимов нагрева стальной полосы при рекристаллизационном отжиге удалось выявить основные причины, приводящие к появлению дефектной продукции, включая человеческий фактор, и реализовать рациональные энергосберегающие режимы работы протяжной печи башенного типа.

Литература

1. Исследование температурной работы протяжных печей / В. А. Кривандин, В. Н. Аптерман, А. М. Беленький [и др.] // Сталь. 1999. № 3. С. 54-56.

2. Исследование и совершенствование тепловой работы агрегата непрерывного отжига/ В. М. Соболев, А. М. Беленький, В. Ф. Бердышев [и др.] // Изв. высших учеб. заведений. Черная металлургия. 1999. № 5. С. 32-34.

3. Определение коэффициентов аналитических зависимостей теплофзических свойств от температуры / С. М. Андреев [и др.] // Автоматизация технологических и производственных процессов в металлургии: межвуз. сб. науч. тр. Магнитогорск: Изд-во МГТУ, 2012.

4. Garcia S., Herrera F. Evolutionary Undersampling for Classification with Imbalanced Datasets: Proposals and Taxonomy // Evolutionary Computation. 2009. N 17 (3). P. 275-306.

5. SMOTE: Synthetic Minority Over-sampling Technique / N. Chawla, K. Bowyer, L. Hall, W. Kegelmeyer // Journ. of Artificial Intelligence Research. 2002. N 16. P.341-378.

6. Андреев С. М., Бушманова М. В., Парсункин Б. Н.

Оптимальное распределение тепловых нагрузок по зонам методической печи для минимизации затрат топлива на нагрев // Электротехн. системы и комплексы: межвуз. сб. науч. тр. Вып. 5. Магнитогорск: Изд-во МГТУ, 2000. С. 301-307.

Сведения об авторах

Рябчиков Михаил Юрьевич — канд. техн. наук, доцент кафедры промышленной кибернетики и систем управления Института энергетики и автоматики ФГБОУ ВПО «МГТУ им. Г. И. Носова»; Магнитогорск, ул. Ленина, д. 38; тел. 29-85-58, факс 29-84-86, e-mail: mr_mgn@mail.ru

Cамарина Ирина Геннадьевна — аспирант, старший преподаватель кафедры промышленной кибернетики и систем управления Института энергетики и автоматики ФГБОУ ВПО «МГТУ им. Г. И. Носова»; Магнитогорск, ул. Ленина, д. 38; тел. 29-85-58, факс 29-84-86, e-mail: ig_samarina@inbox.ru