CC BY
44
Серiя: Техшчш науки
УДК 621.746.62:669.189
Федосов А.В.1, Казачков Е.А.2, Чичкарев Е.А.3, Кислица В.В.4, Исаев О.Б.5
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ УСЛОВИЙ ОХЛАЖДЕНИЯ КРАЕВЫХ УЧАСТКОВ НЕПРЕРЫВНО-ЛИТОГО СЛЯБА
Рассмотрено влияние основных технологических параметров непрерывной разливки на место возникновения первых объемов металла с повышенной хрупкостью. Определены размеры краевых участков, активное охлаждение которых можно ограничить. Предложен новый метод регулирования плотности орошения краевых участков сляба.
Ключевые слова: машина непрерывного литья заготовок, зона вторичного охлаждения, форсунка, водовоздушный факел, сляб.
Федосов А.В., Казачков С. О., Чичкарьов С.А., Кислиця В.В., 1саев О.Б. Визначення рацюнальних умов охолодження крайових дыянок безперервно-литого слябу.
Розглянуто вплив основних технолог1чних параметр1в безперервног розливки на м1сце виникнення перших об'ем1в металу з тдвищеною крихюстю. Визначеш розм1ри крайових дыянок, активне охолодження яких можна обмежити. Запропонований новий метод регулювання щыьност! зрошування крайових дыянок сляба. Ключовi слова: машина безперервного лиття заготовок, зона вторинного охолодження, форсунка, водоповтряний факел, сляб.
Fedosov A. V., Kazachkov E.A., Chichkarev E.A., Kislisa V. V., Isayev O.B. Determination of rational conditions of continuously-cast slab corner areas cooling.
Influence of the main technological parameters of continuous casting on the place of the initial metal forming was analyzed.. The size of corner areas which active cooling, which can be limited is determined. The new method of slab corner areas spray density adjusting is offered.
Keywords: continuous casting machine, secondary cooling zone, nozzle, water and air spray, slab.
Постановка проблемы. Расширение сортамента разливаемой стали и повышение требований к качеству продукции заставляет производителей уделять внимание более тонким аспектам технологии разливки, которые ранее оказывались в стороне. Так, при разливке трещиночувствительных марок сталей проблема, связанная с образованием большого количества ребровых трещин на поверхности слябов, поставила технологов перед необходимостью отдельно рассмотреть вопрос охлаждения краевых участков слябов. Температура в углах сляба является самой низкой по сечению, поскольку охлаждение металла находящегося в углах происходит по двум взаимно-перпендикулярным направлениям в отличие от металла на гранях, где теплоотвод осуществляется в одном направлении перпендикулярно охлаждаемой поверхности. Следовательно, температура металла на углах слитка раньше достигнет значений температурного интервала хрупкости, при котором сталь резко теряет свои пластические свойства [1]. При активном охлаждении краевых участков их температура достигает верхней границы интервала хрупкости еще до выхода слитка из зоны разгиба, что значительно повышает вероятность образования и развития трещин.
Анализ последних исследований и публикаций. Уменьшить интенсивность охлаждения углов можно путем ограничения активного воздействия водовоздушных факелов форсунок на краевые участки слитков. В современных конструкциях зоны вторичного охлаждения (ЗВО) ограничение области активного охлаждения осуществляется либо путем
1 канд. техн. наук, Приазовский государственный технический университет, г. Мариуполь
2 д-р техн. наук, профессор, Приазовский государственный технический университет, г. Мариуполь
3 канд. техн. наук, доцент, Приазовский государственный технический университет, г. Мариуполь
4 канд. техн. наук, ОАО «МК «Азовсталь», г. Мариуполь
5 канд. техн. наук, ОАО «МК «Азовсталь», г. Мариуполь
Серiя: Технiчнi науки
отключения крайних форсунок либо изменением положения форсунок относительно охлаждаемой поверхности [2,3]. Первый вариант наиболее прост в реализации, но при этом наименее эффективен, поскольку, в этом случае, площадь орошения изменяется дискретно, и не может точно соответствовать размеру слитка. Этот метод также может привести к перегреву кромок сляба, локализированному выпучиванию ручья и вызвать нежелательные колебания уровня металла в кристаллизаторе. Система регулирования ширины факела форсунки при переменной высоте последней является более эффективной, но при этом представляет собой еще один дополнительный механизм и еще больше усложняет требования к конструкции и управлению МНЛЗ [2].
При разработке или модернизации ЗВО возникает вопрос о том, какую ширину кромки непрерывно-литого слитка не следует подвергать активному охлаждению. В работах, посвященных расчетам параметров МНЛЗ, приводятся рекомендации по расстановке форсунок так, чтобы факелы распыленной воды не доходили до углов сляба на 50 мм [4], но не представлено обоснование и подробное рассмотрение этого вопроса.
Цель статьи - определение влияния технологических параметров непрерывной разливки на возможность появления областей металла с температурой ниже верхней границы интервала хрупкости, а так же определение размера переохлажденных краевых зон непрерывно-литой заготовки и разработка на основе полученных данных решений по рациональному изменению конструкции ЗВО.
Изложение основного материала. Распределение температуры поверхности по ширине непрерывно-литых слитков по форме напоминает скобу с загнутыми под различным углом краями. По мере продвижения сляба в роликовой проводке МНЛЗ температура его поверхности снижается, поэтому именно в углах слябов (краевая зона в месте стыка узкой и широкой грани сляба) возможно появление первых областей с температурой ниже верхней границы интервала хрупкости.
Определение участка, на котором возможно охрупчивание металла, представляет практический интерес. При появлении области охрупчивания до, или в зоне разгиба непрерывно-литой заготовки существенно увеличивается вероятность появления и развития трещин по ребру слитка. Место появления зоны охрупчивания удобно характеризовать расстоянием от мениска жидкой стали до координаты появления ^хм). Данный параметр можно сопоставить с чертежами конструкции МНЛЗ и оценить время пребывания зоны охрупчивания в условиях напряжений, вызванных загибом и разгибом слитка. При дальнейшем охлаждении ширина зоны охрупчивания будет увеличиваться, формируя, таким образом, фигуру в виде прямоугольного треугольника. Угол раскрытия этого треугольника (ахм) показывает скорость увеличения ширины зоны охрупчивания.
Экспериментальное определение перечисленных выше параметров при современном уровне развития методов контроля температуры непрерывно разливаемого металла представляет серьезные затруднения с точки зрения получения достоверных данных. Поэтому в работе были применены методы математического моделирования. На основе разработанной многофакторной математической модели процесса формирования непрерывно-литого сляба исследована степень влияния основных технологических параметров на значения величин Lхм и ахм. Значения основных технологических и конструкционных параметров модели базировались на параметрах действующей МНЛЗ № 4 ОАО «МК «Азовсталь». МНЛЗ № 4 представляет собой криволинейную машину с основным радиусом 10 м и криволинейным кристаллизатором длиной 1,2 м. Форсунки системы ЗВО во второй и третьей секциях расположены в два ряда друг за другом. С четвертой по девятую секции форсунки располагаются в один ряд по оси вытягивания сляба. Участок разгиба приходится на восьмую секцию длиной 4,92 м и расположен на расстоянии примерно 13 м от мениска металла.
Еще одной важной задачей является установление значений температурного интервала хрупкости для исследуемых сталей. Параметры этого интервала определяются химическим составом разливаемой стали. Для сталей перитектического состава, особенно микролегированных ниобием, характерно относительно высокое значение температуры верхней границы интервала хрупкости и широкий температурный диапазон снижения пластических свойств стали в пределах интервала [1]. Это одна из причин, по которой данные стали отнесены к трещиночувствительным. В дальнейшем для расчетов принята верхняя граница интервала хрупкости 950 °С и величина самого интервала 150 °С.
В ходе исследований установлено, что основными технологическими параметрами разливки, оказывающими наиболее существенное влияние на значения исследуемых величин
Серiя: Технiчнi науки
^^ и аХМ) являются скорость разливки и расходы охлаждающей воды, то есть интенсивность охлаждения. Так при повышении скорости разливки от 0,7 до 1 м/мин координата возникновения зоны охрупчивания ^хм) смещается от 12 м к 18 м со средним шагом 2 м на каждые 0,1 м/мин увеличения скорости разливки. Изменение остальных технологических параметров не оказывает существенного влияния. Например, изменение величины перегрева стали от 10 до 40 °С приводит к увеличению Lхм от 13,63 до 14,39 м, что в среднем составляет 0,25 м на каждые 10 °С повышения перегрева стали. Повышение интенсивности охлаждения путем увеличения расходов охлаждающей воды в целом ведет к заметному уменьшению величины Lхм.
В реальном процессе непрерывной разливки настройка основных технологических параметров ведется с учетом их взаимозависимости. Изменение одного параметра должно сопровождаться изменением другого с целью компенсации воздействия. Так повышение перегрева стали ведет к снижению значений скорости разливки, что в свою очередь сопровождается уменьшениями расходов охладителя. Чтобы выяснить проводится ли компенсация значений Lхм и ахм при реальных значениях технологических параметров разливки взятых в соответствии с принятой технологией, были проведены расчеты и построен график зависимости значений Lхм и ахм от скорости разливки стали (рис. 1).
На рис. 1 видно, что, в общем, уменьшение расходов воды, вызванное изменением скорости
разливки, не приводит к получению стабильных значений Lхм. При уменьшении скорости разливки координата появления зоны охрупчивания смещается в
направлении мениска жидкой стали. При скорости разливки 1 м/мин Lхм=17,5 м. Это значит, что область хрупкого металла возникнет на выходе из зоны разгиба, что сводит к минимуму риск образования трещин по кромкам сляба. При скорости разливки 0,7 м/мин Lхм=12 м, в таком случае на протяжении всего участка разгиба заготовки, значения температуры кромок сляба будут находиться в интервале хрупкости, что повышает вероятность образования трещин. Изменение величины Lхм происходит не равномерно. Шаг изменяется от 1,2 м до 3 м, что связано с неравномерным изменением расходов воды при изменении скорости разливки. Так, при снижении скорости разливки от 1 до 0,9 м/мин, величина, на которую изменяется расход воды в верхних секциях ЗВО в два раза больше, чем при уменьшении скорости разливки от 0,9 до 0,8 м/мин.
Значения параметра Lхм полученные для слябов шириной 1850 мм (сплошная кривая рис. 1) больше, чем в случае отливки слябов с шириной 1550 мм, в среднем на 0,7 м при одинаковых условиях. Это объясняется тем, что при неизменном положении форсунок ЗВО МНЛЗ в случае отливки более широких слябов их краевые участки расположены дальше от оси форсунок и, следовательно, подвержены менее активному охлаждению. Таким образом, установлено, что охлаждение краевых участков слябов большей ширины находится в более благоприятных условиях.
В целом значение величины ахм на скорости от 1 до 0,8 м/мин изменяется незначительно, но ступенчато увеличивается при дальнейшем уменьшении скорости разливки. Значение этой величины в большой степени зависит от времени пребывания металла под активным воздействием охлаждающей среды.
Таким образом, анализ проведенных расчетов свидетельствует о нецелесообразности проведения разливки на пониженных скоростях. Тем не менее, в практике производства необходимо снижать скорость разливки при переходных режимах процесса, поэтому
3
20 18 16 14 12 10 8
^ 1 г ч \ . Ч 1
\ \ \ N \\ \ч /V //
/
—\ У У У ' ___
/ 2 V- ^-Р*
0,6
0,7 0,8 0,9 Скорость разливки, м/мин
— ширина сляба 1850 мм; ширина сляба 1550 мм
0,6
го
X
о
0,4
Рис. 1 - Зависимость значений Lхм и ахм от скорости разливки стали: 1 - значения параметра Lхм, м; 2 - значения параметра ахм, град
1
Серiя: Технiчнi науки
отдельный интерес представляет решение вопроса об уменьшении интенсивности охлаждения краевых участков сляба.
Для того чтобы решить эту задачу, в первую очередь необходимо определить размеры краевых участков слябов, активное охлаждение которых целесообразно ограничить. При этом важно не допустить перегрев краевых зон заготовки и образования нежелательного W-образного теплового профиля поверхности сляба, который может привести к зонам ликвации в центре ручья [2]. С целью определения ширины краевых участков, не нуждающихся в активном охлаждении, были проанализированы тепловые профили поверхности непрерывно-литой заготовки в различных секциях ЗВО (рис. 2).
На рис. 2 наглядно показано снижение градиента температур поверхности сляба по мере его охлаждения в ЗВО МНЛЗ. При этом угол наклона между прямолинейным участком температуры в области кромки и горизонтальной линей (а) приближается к развернутому. Прямолинейный участок температуры поверхности по краям сляба представляет собой область с установившимся порядком охлаждения. Проекция этого прямолинейного участка на ось Х является шириной угловой части слитка, активным охлаждением которой можно пренебречь без опасности образования W-образного температурного профиля. Размеры этих проекций
увеличиваются при переходе от верхних секций ЗВО к нижним. Так, по результатам математического моделирования установлено, что в 1-й секции (первая секция после зоны подбоя) ширина угловой части сляба не нуждающейся в активном охлаждении составляет 37 мм, далее в соответствии с номерами секций по возрастанию 40, 45, 50, 56, 63, 70, 85 и для девятой секции - 95 мм. Представленные значения зависят от интенсивности охлаждения, ширины сляба, перегрева стали и ее физических свойств, скорости разливки и других технологических параметров, но в целом изменяются незначительно, каждое в пределах нескольких миллиметров. Поэтому для практического применения можно воспользоваться усредненными значениями ширины краевых участков, не требующих активного охлаждения: 35, 40, 45, 55, 65, 70, 85 и 95 мм соответственно с первой по девятую зоны.
Определив размеры краевых зон, можно используя, перечисленные выше, методы перемещения форсунок добиться оптимизации охлаждения углов сляба. Однако существующие способы ограничения области активного воздействия водовоздушных факелов требуют реконструкции МНЛЗ с существенными изменениями в конструкции ЗВО. К тому же более простые в реализации способы регулирования не обладают гибкостью настройки, а способы обеспечивающие перемещение форсунок, как уже ранее отмечалось, усложняют конструкцию ЗВО и ее обслуживание. Поэтому авторами был предложен новый, простой в исполнении способ регулирования охлаждения в угловых частях слябов. Идея предложенного способа заключается в развороте водовоздушных форсунок вокруг своей оси на небольшой угол (до 8 град). Поскольку форсунки расположены в межроликовом промежутке, поворот форсунки приведет к тому, что часть распыляемого охладителя на концах большой оси эллипсовидного пятна орошения будет экранироваться поддерживающими роликами.
Таким образом, выбирая угол поворота форсунок с учетом размера межроликового промежутка возможно регулирование охлажде-ния по краям непрерывно-литого сляба. Однако для точного регулирования охлаждения краев необходимо изменять угол поворота форсунок с точностью до минут, что технически трудновыполнимо. Реальный шаг поворота форсунок
1350
о 1300
я" 1250 ср
£Т 1200
го
£ 1150 | 1100 | 1050
Ц 1000
О
950
900
0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 Расстояние от оси широкой грани сляба, м
0,8
Рис. 2 - Распределение средней температуры по ширине широкой грани сляба сечением 1550^300 мм в различных секциях ЗВО: 1, 2 и 3 - температура в 1-й, У1-й и 1Х-й секциях соответственно
Серiя: Техшчш науки
составляет 1 градус, это ограни-чивает точность регулирования, хотя следует отметить, что в процессе поворота не происходит резкого ограничения области орошения. При повороте форсунок распределение плотности орошения плавно изменяется от центра к периферии (рис. 3). Плавность регулирования в некоторой степени зависит от размера межроликового промежутка. В целом, чем больше промежуток, тем более плавно происходит регулирование. При малых размерах промежутка регулирование распределения плотности орошения путем разворота форсунок с минимальным шагом разворота 1 градус практически не представляется возможным. Поэтому рекомендации по повороту форсунок не могут быть применены к верхним секциям, где расстояния между роликами малы. Для рассматриваемой конструкции ЗВО МНЛЗ № 4 ОАО «МК «Азовсталь», по параметрам которой проводилось математическое моделирование,
целесообразно применять рекомендации по развороту форсунок к секциям начиная с четвертой. На рис. 3 представлен
X
CD
3
о
CP
о
о о
X I-
о ц
1=
0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0
с? с?
г© г© еР
Базовая ширина секций ЗВО, мм □ Без разворота □ Разворот 5 град Рис. 3 - Усредненное распределение плотности орошения по ширине ЗВО Таким образом, с помощью предложенного способа регулирования охлаждения краевых участков слитка, возможна организация более рационального охлаждения слябовых заготовок, снижающего вероятность образования угловых трещин.
результат изменения распределения средней плотности орошения по ширине ГУ-й секции ЗВО МНЛЗ № 4. Из рис. 3 видна возможность плавного уменьшения интенсивности охлаждения в периферийной зоне секции путем разворота форсунок на 5 градусов.
При дальнейшем увеличении угла поворота становится заметным изменение плотности орошения в средней части широкой грани отливаемых слябов, что может привести к перегреву поверхности сляба и ухудшению его качества.
Выводы
1. Установлено, что одним из перспективных методов повышения качества непрерывно-литых слябов является ограничение активного охлаждения краевых участков слитка. Предложены величины ^хм и ахм) позволяющие оценить наличие зоны охрупчивания в месте разгиба заготовки.
2. На основании анализа графиков распределения температуры по ширине сляба установлены значения ширины краевых участков слитков, охлаждение которых можно ограничить без опасности образования W-образного теплового профиля.
3. Предложен новый метод, позволяющий регулировать активность охлаждения краевых участков сляба, применение которого позволит снизить вероятность образования трещин по кромкам непрерывно-литой заготовки. Применительно к ГУ-ГХ-й секциям ЗВО МНЛЗ № 4 «МК «Азовсталь» рациональный угол поворота форсунок составил 5 градусов.
Список использованных источников:
1. Sricharoennchai P. Not ductility of high purity steels containing niobium / P. Sricharoennchai, C. Nagasaki, J. Kihara // ISIJ International. - 1992. - V. 32. - No.10 - Р. 1102-1109.
2. Фрик Ю. Новые системы и технологии вторичного охлаждения слябовых МНЛЗ / Ю. Фрик, Р. Бойль // Сталь. - 2008. - № 11. - С.42-46.
3. Повышение качества слябовой непрерывно-литой заготовки / И.М. Захаров [и др.] // Сталь. -2009. - № 4. - С. 24 - 25.
4. Машины непрерывного литья заготовок Теория и расчет / Буланов Л.В., Корзунин Л.Г., Парфенов Е.П. и др. // Уральский центр ПР и рекламы - "Марат". - 2004. 349 с.
Рецензент: С.Л. Макуров д-р техн. наук, проф., ПГТУ
Статья поступила 29.04.2010
