CC BY
25
УДК 669.189: 621.746.047
Казачков К. А., Абдальхамид X.
КИНЕТИКА ЗАТВЕРДЕВАНИЯ И ПАРАМЕТРЫ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ В ДВУХВАЛКОВОМ КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ СТАЛЬНОЙ ЛЕНТЫ РАЗЛИЧНОЙ ТОЛЩИНЫ
Современная схема производства тонколистового проката включает получение слябов толщиной 200-300 мм путем непрерывной разливки или прокатки листовых слитков, последующий нагрев слябов и прокатку их с получением рулонного подката толщиной 2-6 мм, очистку поверхности подката и холодную прокатку с получением листа толщиной 0,2-0,8 мм.
Сложную и энергоемкую схему получения подката можно значительно упростить, если получать непосредственно из жидкой стали плоские заготовки, имеющие близкие к конечным размеры по толщине.
В этом случае можно значительно снизить производственные расходы, сэкономить энергию и улучшить качество конечной продукции.
Весьма перспективной в этом плане является непрерывная разливка стали в валковые кристаллизаторы с получением достаточно широкой ленты толщиной 1-3 мм. Затвердевающий между вращающимися водоохлаждаемьгаи валками металл до выхода из валков обычно подвергается небольшой деформации, в связи с чем способ получил название бесслитковой прокатки. Несмотря на то, что идея этого способа была предложена более 100 лет назад Г. Бессемером /1/ попытки реализовать бесслитковую прокатку жидкой стали в течение десятилетий были безуспешными. Это связано с очень высокой температурой жидкой стали и другими особенностями процесса.
Однако, в последние годы в промышленно развитых странах проведены широкие исследования этого процесса и решены многие технологические проблемы, связанные с процессом бесслитковой прокатки /2,3/. Это позволило ряду фирм приступить к промышленному освоению этого процесса /4-7/. Ниже рассматриваются особенности кинетики затвердевания стали и параметры непрерывной разливки стали в двухвалковые кристаллизаторы.
В процессе заливки жидкого металла в валковый кристаллизатор, лента формируется в результате смыкания двух фронтов кристаллизации, движущихся со стороны каждого валка, их соединения и последующей прокатки (рис. 1 ). Толщина d выходящей из валков ленты оказывается
Рис. 1. Схема затвердевания расплава в двухвалковом кристаллизаторе: V - окружная скорость вращения валков; с! - толщина ленты на выходе из валков; Ь- уровень налива меьалла: р - дуга контакта металла с валками.
поэтому меньше суммарной толщины намерзших на валках слоев твердого металла:
с!=28 (! - е),
СП
где 5 - толщина намерзшего на валке твердого металла в момент смыкания фронтов затвердевания; б - степень обжатия затвердевшего металла
е = (25 - с1)/25
(2)
Для успешного осуществления бесслитковой прокатай необходимо, чтобы смыкание двух фронтов кристаллизации произошло выше створа валков, т.е. чтобы глубина жидкой лунки (Лж) была меньше общего уровня жидкого металла (к) в валках.
Для этого необходимо, чтобы процесс затвердевания завершился на дуге контакта металла с валками ((3^ ) (рис.2). От положения точки $ встречи
Рис.2. Соотношение дуги контакта с затвердевающим (|3 ) и твердым (Рг) металлом; $
- точка встречи фронтов кристаллизации: Иж -глубина жидкой лунки; - зона
деформации затвердевшего металла.
фронтов кристаллизации зависит величина Ит, которая определяет степень обжатия ленты и силу сжатия валков. Чем больше /гг, тем выше степень обжатая ленты и тем больше давление металла на валки при бесслитковой прокатке. Положение точки Б, т.е. глубина жидкой лунки определяется общим уровнем жидкого металла в валках (Ь), скоростью вращения и диаметром валков, а также кинетикой затвердевания расплава на дуге контакта металла с валками (рис.2).
Для оценки кинетики затвердевания расплава на охлаждаемой поверхности валка, этот процесс рассмотрен в рамках одномерной модели теплового потока. Явления конвенции, переохлаждения расплава и зависимость теплофизических свойств материала от температуры не учитывали. Температуру наружной поверхности водоохлаждаемого валка в контакте с затвердевающей коркой Тл принимали постоянной. Для достаточно большого диаметра валка без значительной погрешности процесс намораживания металла на валок аппроксимировали случаем плоской геометрии.
С учетом сделанных допущений получили уравнение теплового потока для расчета температуры Т(х,т) как функции расстояния х от поверхности раздела лента-валок и времени т:
д Т д2гГ д Г д Т
-= а--- +---, (3)
дт д х~ ср д Т дх
где а =--- температуропроводность;
РСр
р - плотность;
Ср - теплоемкость;
X - теплопроводность;
Ь - теплота затвердевания.
Выделение теплоты затвердевания в двухфазной зоне между температурой солидуса 1\ и температурой ликвидуса Т} считали пропорциональным доле выделившейся твердой фазы /х и равномерным в интервале температур затвердевания.
= ъ-т тя<т<тг (4)
т>т, <£>
1 /. (46)
/. = ' г<т,
Уравнения (4), (4а), (46) учитывают также вклад теплоемкости в изменение теплоты, выделившейся в интервале температур затвердевания.
Граничные условия для рассматриваемой модели приняты следующими.
1. Температура валка-холодильника на границе с затвердевающей коркой принята независимой от времени:
Т \ 5=Т ^
2. Тепловой поток в затвердевающем между валками расплаве симметричен относительно центра:
д Т\ л
— - 0 (6)
^
На границе лента-валок приняты Ньютоновские условия охлаждения, когда скорость охлаждения пропорциональна коэффициенту теплопередачи (а):
" Р Т =а[т;ач-Г0] (7)-
х=0
а х
Реализация математической модели в виде системы уравнений (3)-(7) на ПЭВМ позволяет оценить ряд важных характеристик процесса бесслитковой прокатки стальной ленты.
В упрощенном виде скорость затвердевания металла на поверхности водоохлаждаемого валка можно оценить по скорости отвода тепла от фронта затвердевания. Этот отвод тепла осуществляется теплопередачей через
затвердевающую корку металла и через зазор между коркой и поверхностью валка.
В общем случае для скорости затвердевания справедливо уравнение:
йх \ йд 1 1 , ч
Л ДЯр Л ЛЯр <8)
а X
где АН - теплота затвердевания;
р - плотность затвердевающего металла;
q • удельное количество тепла, переданного от фронта затвердевания;
а - коэффициент теплопередачи от ленты к валку; А - теплопроводность металла затвердевшей корки; Тж - температура жидкого металла; - температура поверхности валка.
При достаточно большой толщине полосы, от 1 до 5 мм:
X 1
— >> —
X а
Тогда
йх_ _ X ДГ I йх р АН х
После интегрирования получаем:
, X АТ
х = — --------т
2р АН
(9)
или
Для очень т онкой ленты, толщиной с1<1 мм:
X I
— « —
X а
Поэтому скорость затвердевания:
г/х а АТ
л'р'АЯ
и соответственно:
х = К2 т <">
В общем случае, изменение толщины затвердевшей корки на водоохлаждаемом вращающемся валке аппроксимиру ется уравнением:
х = Кхп <12>
где показатель степени п может принимать значения от 0,5 до 1 в зависимости от толщины полосы, свойств разливаемого металла и других факторов. Величина коэффициента К зависит от коэффициента теплопередачи между валком и затвердевающей оболочкой, перегрева расплава, температуры поверхности валка. Зависимость (12) подтверждается результатами
экспериментальных исследовании процесса затвердевания жидкой стали в валковых кристаллизаторах [2,7].
Так, по экспериментальным данным [7], толщина намерзшего слоя нержавеющей стали на водоохлаждаемом медном валке для толщины ленты до
5 мм обобщается уравнением:
х-2,54 т0'6, (13)
где х - толщина намерзшего слоя, мм;
т - время контакта с водоохлаждаемым валком, с. П о данным [21 для случая отливки стальной полосы толщиной
6 мм в двухвалковом кристаллизаторе толщина намерзшего слоя связана с временем контакта металла с валками соотношением;
х = 2,49 х03. 04)
где х - толщина намерзшего слоя, мм; т - время, с.
Существует достаточно жесткая связь между толщиной ленты и скоростью ее выдачи из валкового кристаллизатора, т.е. скоростью вращения валков. Дополнительное влияние на связь толщины ленты со скоростью вращения валков оказываеют диаметр валков и угол контакта расплава с валками, т.е. уровень налива металла в валки.
Для случая, когда смыкание фронтов затвердевания происходит в нижней точке (в створе валков), из условия равенства времени затвердевания ленты толщиной с/ по формуле (14) и времени прохождения валками соответствующей дуги окружности р (рис. I) следует:
где
- — г'к
V
затт
\ > АГ ^
05)
ШУ
= т;;Гг7' (¡6)
- время прохождения валками дуги окружности р, с;
(1 - толщина ленты, мм;
В - диаметр валков, м;
V - окружная скорость валков, м/с.
Из равенства выражений (15) и (16) следует:
360V
</ = 0,467./^- (17)
V V
Соотношение между окружной скоростью вращения валков V и толщиной ленты с1 для разных значений угла р и диаметра валков В приведено на рис.З. Как следует из рис.За, при одинаковом уровне налива металла в валках, с увеличением диаметра валков, при одной и той же толщине ленты, значительно увеличивается необходимая для нормального процесса
4В
Уч/с
4«!
8
J3-S0'
о 12 1*5
d, им
а
О 12 3 4* </, пм
б
Рис.3. Соотношение между окружной скоростью вращения валков (V) и толщиной ленты (с1) для различных значений дуги контакта р и диаметра валков (разливка нержавеющей стали в медные водо- охлаждаемые валки с завершением затвердевания в створе валков).
непрерывной разливки окружная скорость вращения валков. Это обеспечивает значительное увеличение производительности установки. При одном и том же диаметре валков (рис.36) увеличение душ контакта металла с валками, также вызывает необходимость увеличивать окружную скорость вращения валков. Однако действие этого фактора проявляется в меньшей степени.
В системе автоматического регулирования процесса непрерывной разливки в валковые кристаллизаторы, показания датчика уровня металла в валках связаны с механизмом управления стопором в промежуточном ковше. В работе [7] показано, что для стабильной работы установки непрерывной разливки нержавеющей ленты в двухвалковом кристаллизаторе с диаметром валков О = 1200 мм, необходимо поддерживать уровень металла в валках с точностью ± 0,2 град (± 1,6 мм).
1. Герман Э.Непрерывное литье. Пер. с нем. М.: Металлургиздат; 1961. - 814с. с
Ч ил.
2. Near net shape continuous casting of flat products at 1RSID/ J.PBirat. P.Blin, J.IJacquot et al//La Revue de Metallurgie-ClT. -1989. II. -P.919-930.
3. Щтц Й. В, Бюхнер Л.Р. Разливка на тонкие стальные полосы размерами,
близкими к конечным, на двухроликовой машине Бессемеровского типа с регулированием усилия вытягивания // Черные металлы.- 1991.- Me 2 - С.7-16.
4. Strip Quality of Highly Alloyed Metals by Twin Roll Casting/ S. Miyake, PL Yamane, H.Yukumoto. M.Ozawa// JSIJ International.- 1991,- v.3t.-№ 7 -P.689-695.
5. Разливка на тонкую полосу по проекту фирм Крупп шталь и VDM никель-технологи/ Р.Хептрик, МДубке, Х.Ю.Фупк и др.// Черные металлы.- 1991.- Nq 2.- С.3-6.
6. Recent Development of Twin-Roll Strip Casting Process at AST Terny Steelworks / R.ТопеШ, LSartini, R.Capoiosli, A.Contaretty H MRTFC. Congress 94. 2nd European Corn. Cast. Conf., Dusseldorf, June 20-22, 1994. Proceedings.- Dusseldorf,1994.- Vol.l.-}'.428-43 4.
7. Development of twin-drum strip caster foi stainless steel / Yanagi K., Yamaoto K.. Takaiani 11. et al У/ М1ЛТ.С Congress 94. 2nd European Cont. Cast. Conf., Ousseldorf, June 20-22, 1994. Proceedings. Dusseldorf,1994.- Vol.1.- P.423-427.
Библиографический список
