李 璐，任勁宇，王文豪，姜芳芳,婁一博

(中國重型機(jī)械研究院股份公司，陜西 西安 710032)

0 前言

棒線材免加熱直接軋制技術(shù)(簡稱DROF[1])的大力推廣應(yīng)用，使提高鑄坯拉速以盡可能提高入口軋制溫度顯得尤為關(guān)鍵。影響連鑄坯溫度提高的關(guān)鍵因素較多，如拉速、二冷區(qū)配水量、結(jié)晶器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等，其中拉速對(duì)鑄坯溫度的影響尤為顯著。相關(guān)學(xué)者對(duì)連鑄段進(jìn)行了大量研究[2-5]，特別是結(jié)晶器改進(jìn)方面取得了較好的成果，但由于很多研究均將熱物性參數(shù)處理為常數(shù)[6]，或設(shè)定邊界條件時(shí)并未考慮角部熱流量變化[7]，或并未將整個(gè)連鑄段綜合考慮[8-9]，所以建立的數(shù)學(xué)模型與實(shí)際應(yīng)用偏差較大，從而影響研究鑄坯溫度的因素量化。

本文針對(duì)某鋼廠120 t連鑄段生產(chǎn)線，基于有限元軟件ANSYS和材料性能軟件Jmatpro,綜合考慮了二冷區(qū)輥熱問題以及結(jié)晶器角部熱流量變化并動(dòng)態(tài)采集了熱物性參數(shù)，建立了小方坯在連鑄段的溫度場模型，定量分析了連鑄段影響拉速的殼厚和二冷區(qū)配水量兩大關(guān)鍵因素。將模擬所得數(shù)據(jù)與現(xiàn)場實(shí)際進(jìn)行了對(duì)比，兩者相對(duì)誤差低于3%，驗(yàn)證了模擬的準(zhǔn)確性，所得數(shù)據(jù)為提高連鑄拉速提供了重要參考。

1 小方坯凝固傳熱模型的建立

小方坯凝固過程是一個(gè)隨溫度的降低而液態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楣虘B(tài)的過程,如圖1所示。由于內(nèi)部溫度高，凝固過程復(fù)雜，檢測儀器難以觀察，因此，對(duì)方坯的溫度場及內(nèi)坯殼形成進(jìn)行有限元仿真，可清楚地分析隨溫度變化坯殼的形成、增加過程，便于準(zhǔn)確地確定小方坯連鑄工藝參數(shù)以及對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量的控制。

圖1 凝固過程示意圖

1.1 鑄坯傳熱過程的計(jì)算假設(shè)

(1)忽略鑄坯沿拉坯方向上的傳熱，將鑄坯凝固傳熱過程視為二維瞬態(tài)傳熱問題且認(rèn)為在垂直于拉坯方向的平面上，鑄坯的傳熱是各向同性的。

(2)在整個(gè)凝固過程中鋼水成分無變化，無偏析現(xiàn)象出現(xiàn)，也就是說在計(jì)算過程中，液相線溫度和固相線溫度始終不變，而在一個(gè)溫度點(diǎn)上，物性參數(shù)恒定不變。

(3)不考慮凝固過程中鋼坯整體收縮和內(nèi)部鋼水流動(dòng)。

(4)忽略結(jié)晶器振動(dòng)對(duì)鑄坯凝固傳熱的影響。

1.2 傳導(dǎo)方程及求解條件

在垂直于拉坯方向上取一鑄坯薄片，如圖2所示。并設(shè)定該薄片以拉坯速度向拉坯方向運(yùn)動(dòng)。以薄片中心為原點(diǎn)，分別以薄片相鄰兩邊的方向?yàn)閤軸、y軸，則鑄坯薄片的傅里葉熱傳導(dǎo)微分方程為[7]

圖2 薄片示意圖

式中，T為溫度，℃；t為時(shí)間，s；ρ為密度，kg/m3;c為比熱容，J/(kg·K);λ為導(dǎo)熱系數(shù)W/(m·K)。

(1)結(jié)晶器區(qū)邊界條件[11]。

式中，q為邊界上各節(jié)點(diǎn)沿邊界法向的熱流，W/m2；b為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

由于結(jié)晶器冷卻不均和鑄坯凝固收縮，結(jié)晶器和鑄坯之間存在氣隙，根據(jù)在橫、縱兩個(gè)方向上氣隙大小的分布規(guī)律，本文對(duì)邊界條件進(jìn)行了修正，如圖3所示。彎月面以下0～0.1 m處為緊密接觸區(qū)，鑄坯表面導(dǎo)出熱流密度均為q;彎月面以下0.1～0.23 m處為氣隙形成區(qū)，鑄坯表面中心區(qū)域?qū)С鰺崃髅芏葹閝，角部導(dǎo)出熱流密度為0.8q;彎月面以下0.23 m到結(jié)晶器底部為氣隙穩(wěn)定區(qū)，鑄坯表面中心區(qū)域?qū)С鰺崃髅芏葹閝，角部導(dǎo)出熱流密度為0.7q。

圖3 邊界條件修正示意圖

(2)二冷區(qū)邊界條件。

q=h(T-TW)

式中，T為鑄坯表面溫度，℃；TW為冷卻水溫度，℃；h為鑄坯與冷卻水之間的對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)。

對(duì)流換熱系數(shù)h選用的對(duì)流換熱公式[12]為

h=581ω0.451×(1-0.0075×ter)(1<ω<7,625

式中，ω為水流密度，L/(m2·s);Ter為二冷水溫，℃。

(3)空冷區(qū)邊界條件[13]。

式中，ε為黑度系數(shù)，本文取0.86；σ為斯特潘-玻爾茲曼常數(shù)5.67×10-8W/(m2·K4)。

1.3 有限元模型的建立

使用ANSYS軟件建立鑄坯的二維模型，本文進(jìn)行了溫度場和應(yīng)力場分析，且在溫度場中考慮到鑄坯與環(huán)境熱輻射問題，故鑄坯模型單元類型選擇Plane55和surf151。

(1)熱物性參數(shù)的處理。借鑒實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[14]及利用Jmatpro[15,16]來處理熱物性參數(shù)。某鋼廠連鑄車間生產(chǎn)鋼種為HRB400E/HRB500E。表1為其鋼種成分表，圖4為其熱物性參數(shù)表。

表1 鋼種成分表 %

圖4 HRB400E各熱物性參數(shù)圖

(2)參數(shù)確定?；⌒芜B鑄機(jī)參數(shù)見表2。

表2 弧形連鑄機(jī)參數(shù)

1.4 實(shí)測值與模擬值的比較分析

現(xiàn)場用熱像儀對(duì)二冷區(qū)和空冷段出口附近鑄坯的表面溫度進(jìn)行測量，用射槍法對(duì)二冷區(qū)出口坯殼厚度進(jìn)行測定，用以驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠程度。溫度及殼厚實(shí)測值與模擬計(jì)算值比較如表3所示，由表3可知鑄坯表面溫度與計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差小于3%，絕對(duì)誤差小于30℃；實(shí)際殼厚與計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差小于3%，絕對(duì)誤差小于2 mm,由此可知模擬結(jié)果可信度比較高。

表3 固、液相線溫度

2 模型計(jì)算結(jié)果

影響鑄坯拉速的主要因素有坯殼厚度、二冷區(qū)各段水量及澆注溫度等。一般情況下，澆注溫度取決于鋼的化學(xué)成分、煉鋼工藝、澆注工藝等因素，可調(diào)整的范圍很小。因此提高鑄坯拉速要圍繞坯殼厚度和二冷區(qū)各段水量來進(jìn)行。

2.1 鑄坯溫度與鑄坯拉速的關(guān)系

提高拉速可以減少鑄坯在結(jié)晶器、二冷區(qū)及空冷區(qū)的冷卻時(shí)間，必然會(huì)使鑄坯溫度提高。圖5是拉速在2.30 m/min時(shí)各出口的溫度云圖，圖6為在冷卻條件不變的情況下，拉速對(duì)鑄坯在結(jié)晶器、二冷區(qū)及空冷區(qū)出口處表面溫度的影響。

圖5 拉速為2.30 m/min時(shí)各出口溫度云圖

圖6 拉速不同時(shí)各出口溫度變化圖

可以看出，鑄坯拉速在2.3～2.6 m/min范圍內(nèi)時(shí)，鑄坯在三個(gè)區(qū)域與拉速幾乎呈線性關(guān)系。鑄坯拉速在2.3 m/min時(shí)，結(jié)晶器、二冷區(qū)、空冷區(qū)等出口的鑄坯溫度分別為1 031.07 ℃、1 050.12 ℃、1 100.79 ℃。鑄坯拉速在2.6 m/min時(shí)，結(jié)晶器、二冷區(qū)、空冷區(qū)等出口的鑄坯溫度分別為1 077.45 ℃、1 066.82 ℃、1 130.24 ℃。結(jié)合曲線圖可知，相當(dāng)于拉速每提高0.1 m/min，在各段出口溫度均有所提升：結(jié)晶器出口可提升約17℃;二冷區(qū)出口可提升8.5℃左右；空冷區(qū)出口可提升約18℃。

2.2 坯殼厚度與鑄坯拉速的關(guān)系

由圖7可知，隨著拉速增大，結(jié)晶器和二冷區(qū)出口處的坯殼有所減?。豪倜吭黾?.1 m/min，結(jié)晶器出口處坯殼厚度減少約0.26～0.56 mm二冷區(qū)出口處坯殼厚度減少約1.45 mm。同時(shí)，隨著拉速的增大，鑄坯在空冷區(qū)同一位置的凝固程度明顯不同，拉速改變后同一位置凝固如圖8所示。相當(dāng)于拉速每增加0.1 m/min，而液芯長度要增加0.56 m。由此可知，主要限制拉速提高的不是結(jié)晶器出口的坯殼厚度，而是鑄坯的液芯長度。如需提高拉速，必須使得凝固終點(diǎn)前移，保證足夠的安全距離(一般需大于0.5 m)，可通過增大鑄機(jī)半徑，優(yōu)化結(jié)晶器與二冷區(qū)的冷卻工藝制度等。

圖7 拉速改變后各出口殼厚及凝固終點(diǎn)變化

圖8 拉速改變后同一位置凝固圖

由圖9可知，每增加20 %的結(jié)晶器配水量，結(jié)晶器出口處殼厚增加2.27 mm,凝固終點(diǎn)(液芯長度)縮小0.77 m。所以，當(dāng)適當(dāng)增強(qiáng)結(jié)晶器冷卻能力，結(jié)晶器出口坯殼厚度大幅度增加并在切割點(diǎn)前能保證足夠的安全距離，為提高拉速創(chuàng)造了條件。

圖9 拉速為2.3 m/min時(shí)，殼厚及凝固終點(diǎn)隨結(jié)晶器配水量變化

2.3 二冷區(qū)各段冷卻強(qiáng)度與鑄坯拉速的關(guān)系

從圖10可知，在拉速為2.30 m/min且其余條件均不變的情況下，當(dāng)提高二冷區(qū)某段冷卻強(qiáng)度時(shí)，其余階段均未發(fā)生顯著變化(其溫差小于1℃)；當(dāng)改變整體二冷區(qū)配水強(qiáng)度時(shí)，冷卻強(qiáng)度增大，鑄坯的表面溫度降低，冷卻強(qiáng)度增加20%,鑄坯的表面溫度在空冷區(qū)出口處降低約27.5 ℃。因此，要實(shí)現(xiàn)滿足DROF工藝的目標(biāo)表面溫度就要對(duì)整個(gè)二冷區(qū)的配水進(jìn)行綜合考慮，只對(duì)其中某一段進(jìn)行改變的方案，并不能達(dá)到理想效果。

圖10 改變二冷區(qū)各段及整體配水表面中心溫度變化圖

由圖11可知，在二冷區(qū)出口處，當(dāng)增大足輥段配水量20 %時(shí)，殼厚增大約0.2 mm，液芯長度縮小0.066 m；當(dāng)增大二冷一段配水量20 %時(shí)，殼厚增大約0.8 mm,液芯長度縮小0.249 m；每增大二冷二段配水量20 %時(shí)，殼厚增大約0.3 mm，液芯長度縮小0.062 m;當(dāng)使整體二冷區(qū)配水量增大20 %時(shí)，殼厚增大約1.3 mm,液芯長度縮小0.320 m。

圖11 改變二冷各段配水量二冷區(qū)出口殼厚及凝固終點(diǎn)的變化

在足輥段，連鑄坯殼形成較薄，鑄坯溫度較高，使得芯部液相區(qū)占比大，所以應(yīng)該提高該段冷卻強(qiáng)度，促使坯殼迅速生長，以保證不發(fā)生漏鋼。在二冷區(qū)一、二段，鑄坯已形成較厚的凝固坯殼，凝固坯殼熱阻較大，此時(shí)應(yīng)適當(dāng)減小冷卻強(qiáng)度，來獲得較高的鑄坯溫度，便于進(jìn)行直接軋制。與此同時(shí)，也可避免因?yàn)槔鋮s強(qiáng)度過高所造成鑄坯表面熱應(yīng)力過大而產(chǎn)生裂紋，影響鑄坯質(zhì)量。

3 結(jié)論

本文基于某鋼廠DROF小方坯連鑄生產(chǎn)現(xiàn)狀，利用軟件ANSYS和JMatpro建立了小方坯連鑄過程中的溫度場模型，定量分析了連鑄操作工藝對(duì)提高拉速的影響。

(1)拉速每提高0.1 m/min，在空冷區(qū)出口,鑄坯表面溫度可提升約18 ℃。主要限制拉速提高的不是結(jié)晶器出口的坯殼厚度，而是鑄坯的液芯長度。如需提高拉速來實(shí)現(xiàn)鑄坯提溫，必須使得凝固終點(diǎn)前移，保證足夠的安全距離(一般需大于0.5 m)，可通過提高鑄機(jī)半徑，優(yōu)化結(jié)晶器與二冷區(qū)的冷卻工藝制度等。

(2)二冷區(qū)整體配水量增加20%,鑄坯的表面溫度在空冷區(qū)出口處增加約27.5 ℃，液芯長度縮小0.32 m，使拉速提高的成為可能。通過調(diào)整二冷區(qū)的配水來控制鑄坯的表面溫度,要對(duì)二冷區(qū)各段的水量進(jìn)行整體的調(diào)整,單純改變某一段的水量,不能達(dá)到預(yù)期效果。同時(shí)，應(yīng)在足輥段提高冷卻強(qiáng)度，促使坯殼迅速生長，在二冷其余階段，減小冷卻強(qiáng)度，來獲得較高的鑄坯溫度。