張宏亮 馮光宏 王衛(wèi)衛(wèi) 肖金福 白 宇 叢菁華

(鋼鐵研究總院 冶金工藝研究所,北京 100081)

方坯直軋工藝,是指連鑄方坯切斷后,不經(jīng)過任何加熱或短時間邊角補(bǔ)熱,直接輸送至軋機(jī)軋制的生產(chǎn)工藝。其特點(diǎn)是生產(chǎn)線上無加熱爐加熱工序,縮短了工藝流程,是一項(xiàng)典型的流程界面技術(shù)。該技術(shù)顯著降低了生產(chǎn)成本,增加了節(jié)能減排的社會效益。為了充分利用連鑄過程中的顯熱,需要采用提高連鑄拉速、提高輥道輸送速度、保溫罩進(jìn)行保溫、液壓剪替代火焰切割等措施,來縮短鑄坯在鑄軋界面的停留時間,提高鑄坯的表面溫度[1-2]。但是連鑄坯在高拉速生產(chǎn)時,會產(chǎn)生心表溫差和頭尾溫差等問題,軋前鑄坯溫度不均勻會引起力學(xué)性能波動,從而造成產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定[3-4]。

目前,國內(nèi)已有很多學(xué)者對方坯直軋工藝下連鑄坯的溫度場進(jìn)行了研究。王學(xué)兵等[5]利用有限元方法模擬了高速連鑄直軋生產(chǎn)過程不同工藝參數(shù)條件下的連鑄出坯溫度,重點(diǎn)分析了拉速、澆鑄溫度、二冷水強(qiáng)度、鑄坯圓角半徑等對鑄坯橫截面溫度均勻性的影響。劉鑫等[6]研究了方坯直軋工藝對鋼筋組織和力學(xué)性能的影響,發(fā)現(xiàn)直軋工藝可以有效提高鋼筋的珠光體體積分?jǐn)?shù)和晶粒度級別。陳慶安等[7]從理論上計(jì)算了軋前鑄坯的變水量冷卻和變功率感應(yīng)補(bǔ)熱對消除方坯直軋過程中頭尾溫差的作用,結(jié)果表明,水流密度與鑄坯長度呈拋物線關(guān)系,補(bǔ)熱功率與鑄坯長度呈線性關(guān)系。靳書巖等[8]對直軋工藝連鑄坯增設(shè)保溫罩的溫度場進(jìn)行了數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)連鑄坯頭部增設(shè)保溫罩有利于減小鑄坯頭尾溫差。此外,還有學(xué)者對直軋工藝鑄軋界面連鑄坯的切送匹配開展了少量研究。劉相華等[9]對方坯直軋工藝鑄軋界面連鑄坯的切斷策略及切斷后將鑄坯及時送達(dá)軋機(jī)的方法進(jìn)行了詳細(xì)分析。石鑫越等[10]基于排隊(duì)理論對連鑄坯熱送軋制過程進(jìn)行了節(jié)奏匹配分析。Zhang等[11]利用排隊(duì)理論構(gòu)建了方坯直軋工藝鑄軋界面的連鑄坯排隊(duì)模型,分析了排隊(duì)系統(tǒng)中鑄坯的平均等待時間對直軋效率的影響。但是目前關(guān)于方坯直軋工藝下鑄坯軋前溫度均勻性的研究還不夠充分,連鑄坯切坯工藝還需進(jìn)一步優(yōu)化。本文對方坯直軋工藝下連鑄坯溫度場和初生晶粒演化進(jìn)行數(shù)值模擬,并根據(jù)計(jì)算結(jié)果對直軋連鑄坯切坯順序進(jìn)行了優(yōu)化。

1 直軋方坯連鑄過程溫度場模擬

1.1 方坯連鑄工藝參數(shù)

某廠直軋生產(chǎn)線連鑄機(jī)主要工藝參數(shù)如表1所示,取方坯1/4橫截面為研究對象,進(jìn)行連鑄坯溫度場的建模。連鑄機(jī)為六機(jī)六流,各段長度如表2所示。鑄坯定尺為6 m,斷面為150 mm×150 mm。

表1 連鑄機(jī)主要工藝參數(shù)Table 1 Main process parameters of the continuous casting machine

表2 連鑄機(jī)各段長度Table 2 Length of each section of the continuous casting machine mm

1.2 連鑄過程傳熱邊界條件

(1)結(jié)晶器傳熱

在整個連鑄過程中,結(jié)晶器傳出的熱量等于冷卻水帶走的熱量,根據(jù)這個平衡關(guān)系計(jì)算得出結(jié)晶器散熱的平均熱流密度,其數(shù)學(xué)描述為:

(1)

式中:ρw為冷卻水密度,kg/m3;Cw為冷卻水比熱容,J/(kg·K);Qw為冷卻水流量,m3/s;ΔTw為結(jié)晶器進(jìn)出口水溫差,K;S為鋼坯與結(jié)晶器的接觸面積,m2。

(2)足輥段傳熱

連鑄坯在足輥段和二冷區(qū)被帶走熱量的計(jì)算符合牛頓冷卻定律,冷卻水帶走的熱流密度為:

qc=hw0(Ts-Tw)

(2)

式中:hw0為強(qiáng)制對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Ts為鑄坯的表面溫度,K;Tw為水冷區(qū)冷卻水溫度,K。

(3)二冷段傳熱

在二冷區(qū),連鑄坯與冷卻水之間的強(qiáng)制對流換熱系數(shù)hw0可采用以下經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算[12]:

(3)

式中:w為水流密度,L/(m2·s);α為連鑄設(shè)備的校準(zhǔn)系數(shù)。

(4)空冷段傳熱

連鑄坯出二冷區(qū)后的空冷過程,鑄坯表面主要包括鑄坯向空氣的輻射散熱和空氣與鑄坯表面的對流換熱,而且以輻射散熱為主,具體為:

(4)

式中:qr為輻射散熱熱流密度;ε為黑度系數(shù),取值0.85;σ為玻耳茲曼常數(shù),取值5.67×10-8W/(m2·K);Ts為鑄坯表面溫度,K;Tα為環(huán)境溫度,K。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn),空冷段與環(huán)境的對流換熱取值為12 W/(m2·K)。本文采用熱焓法[13-14]計(jì)算鋼水凝固過程釋放的潛熱。

1.3 連鑄坯凝固過程初生晶粒的形核

本文采用元胞自動機(jī)模型[15]對連鑄坯凝固過程初生晶粒的形核進(jìn)行數(shù)值模擬。

(1)形核模型

采用Rappaz等[16]提出的“高斯分布”形核模型表示晶粒的密度變化。該模型定義了形核數(shù)與過冷度之間的關(guān)系,過冷條件下初生晶粒的形核分布具有高斯分布特性,該曲線的數(shù)學(xué)描述如下:

(5)

式中:ΔT為過冷度;nmax為最大形核密度;ΔTσ為形核過冷度的標(biāo)準(zhǔn)方差;ΔTn為平均形核過冷度。

為了描述鋼水凝固過程共晶晶粒的形核,采用Oldfield[17]提出的二次定律模型,即原子核數(shù)是過冷度的二次冪,其數(shù)學(xué)描述如下:

(6)

式中:Ae和n是形核常數(shù),共晶相的形核行為主要由這兩個參數(shù)決定。

(2)晶粒長大模型

初生枝晶尖端生長動力學(xué)模型采用Kurz等[18-19]提出的KGT(Kurz-Giovanola-Trivedi)模型。在鋼水凝固過程中,枝晶尖端存在的過冷度是晶粒形核和長大的前提條件,枝晶尖端的總過冷度ΔT不僅受動力學(xué)過冷影響,而且還受成分過冷的影響,因此枝晶尖端的總過冷度ΔT為:

ΔT=ΔTc+ΔTt+ΔTr+ΔTk

(7)

式中:ΔTc為成分過冷度;ΔTt為熱力學(xué)過冷度;ΔTr為固-液界面曲率過冷度;ΔTk為生長動力學(xué)過冷度。

對于一般合金,式(7)中的ΔTt、ΔTr、ΔTk都非常小,通常可忽略不計(jì)。在此條件下,共晶晶粒生長動力學(xué)可以簡化為以過冷度的二次方冪生長[20],其數(shù)學(xué)描述如下:

(8)

式中:μe表示共晶晶粒長大的系數(shù)。

1.4 溫度場模擬結(jié)果

現(xiàn)場連鑄生產(chǎn)過程中澆注溫度和比水量比較穩(wěn)定,但拉速波動幅度較大,而拉速變化是引起連鑄坯溫度波動的最主要原因。因此,本文主要模擬了拉速對連鑄坯出坯溫度的影響,不同拉速條件下連鑄坯表面和心部溫度隨時間的變化如圖1所示?？梢婋S著拉速的增加,連鑄坯出二冷區(qū)的溫度逐漸提高,鑄坯切斷位置的表面和心部溫度也逐漸提高。

圖1 不同拉速條件下連鑄坯溫度隨時間的變化Fig.1 Variation in temperature of continuously cast billet with time under different casting speeds

不同拉速條件下連鑄坯切斷時的表面溫度和心表溫差如圖2所示。不同拉速條件下連鑄機(jī)的冶金長度即連鑄機(jī)的結(jié)晶器液面至鑄坯凝固末端的長度如圖3所示。當(dāng)拉速從2.0 m/min提高到2.8 m/min時,鑄坯切斷位置的表面溫度從975 ℃提高到1 060 ℃,提高了85 ℃;鑄坯心表溫差從165 ℃提高到202 ℃,提高了37 ℃。當(dāng)拉速為2.0 m/min時,連鑄坯進(jìn)矯直機(jī)后中心很快凝固,大部分凝固后進(jìn)行矯直;當(dāng)拉速大于2.4 m/min時,連鑄坯在矯直區(qū)都未完全凝固,處于液心矯直狀態(tài)。因此,連鑄機(jī)拉速顯著影響鑄坯切斷后的表面和心部溫度,隨著拉速的增加,心表溫差逐漸增大。在方坯直軋工藝條件下通過提高拉速來提升鑄坯溫度時,需要合理調(diào)整二冷配水工藝,保證連鑄切斷末端完全凝固,避免引起漏鋼的風(fēng)險。

圖2 不同拉速條件下連鑄坯表面溫度和心表溫差Fig.2 Surface temperature and temperature difference between center and surface of the continuously cast billet under different casting speeds

圖3 不同拉速條件下連鑄坯凝固末端位置Fig.3 Solidification end position of the continuously cast billet under different casting speeds

不同拉速條件下連鑄坯切斷時的頭部表面溫度和頭尾溫差如圖4所示。可見隨著拉速的提高,連鑄坯的頭尾溫差逐漸降低,當(dāng)拉速從2.2 m/min提高到2.8 m/min時,6 m連鑄坯的頭尾溫差從79 ℃降至73 ℃,下降幅度很小。不同定尺連鑄坯的頭尾溫差隨拉速的變化如圖5所示?？梢姼呃賹﹁T坯頭尾溫差的影響較小,當(dāng)拉速從2.2 m/min提高到2.8 m/min時,6 m鑄坯的頭尾溫差從77 ℃降至70 ℃。在相同拉速條件下,連鑄坯定尺對鑄坯頭尾溫差的影響較大,9 m鑄坯比6 m鑄坯的頭尾溫差大32～35 ℃,12 m鑄坯比6 m鑄坯的頭尾溫差大62～64 ℃。因此,在拉速不變的情況下,連鑄坯的定尺每增加1 m,頭尾溫差約增大10.5 ℃。

圖4 不同拉速條件下連鑄坯頭部表面溫度和頭尾溫差Fig.4 Surface temperature of head and temperature difference between head and tail of the continuously cast billet under different casting speeds

圖5 不同定尺連鑄坯的頭尾溫差隨拉速的變化Fig.5 Variation in temperature difference between head and tail of the continuously cast billet with different fixed length

1.5 初生晶粒演化模擬結(jié)果

當(dāng)連鑄拉速為2.4 m/min時,連鑄坯凝固過程初生晶粒的演化如圖6所示。可見連鑄坯的原始鑄態(tài)組織以柱狀晶區(qū)為主、心部等軸晶區(qū)為輔,表面有少量因急冷形成的細(xì)晶區(qū)。圖7為不同拉速條件下連鑄坯的鑄態(tài)組織?？梢钥闯?隨著拉速的增加,連鑄坯心部的等軸晶區(qū)逐漸擴(kuò)大。當(dāng)連鑄拉速從2.0 m/min提高到2.8 m/min時,連鑄坯的等軸晶區(qū)直徑從10 mm增至20 mm。

不同拉速條件下連鑄坯鑄態(tài)組織的晶粒取向分布如圖8所示?？梢姴煌贄l件下連鑄坯初生晶粒的取向分布基本一致。當(dāng)連鑄拉速從2.4 m/min提高到2.8 m/min時,僅0～10°的小角度晶粒比例略有升高,其他取向晶粒比例無明顯變化。

圖6 以2.4 m/min的拉速連鑄的鑄坯初生晶粒演化Fig.6 Evolution of primary grains in the billet continuously cast at a casting speed of 2.4 m/min

圖7 不同拉速條件下連鑄坯的鑄態(tài)組織Fig.7 As-cast microstructures of the continuously cast billet under different casting speeds

圖8 以2.4(a)和2.8 m/min(b)的拉速連鑄的鑄坯初生晶粒的取向分布Fig.8 Orientation distributions of primary grains in the billet continuously cast at casting speeds of 2.4(a) and 2.8 m/min(b)

因此,在方坯直軋工藝條件下提高連鑄拉速,不僅能有效提升連鑄坯溫度,還可以擴(kuò)大心部等軸晶區(qū),縮小柱狀晶區(qū),這對后續(xù)的軋制變形和控制冷卻更有利。

2 直軋連鑄方坯的切坯工藝優(yōu)化

2.1 連鑄坯剪切順序

在傳統(tǒng)加熱爐生產(chǎn)條件下,連鑄與軋鋼工序是分開的,連鑄坯可以堆垛至常溫,再重新裝爐加熱,不存在鑄坯銜接的問題。而采用多流連鑄機(jī)進(jìn)行直軋工藝生產(chǎn)時,存在多流鑄坯并流過程和連鑄坯等鋼過程,隨著等待時間達(dá)到某一極限,鑄坯溫度無法滿足軋制要求,需要進(jìn)行下線處理。因此,研究連鑄機(jī)不同流數(shù)生產(chǎn)條件下鑄坯的等待時間和溫降十分重要。

以六流連鑄機(jī)生產(chǎn)為例,鑄坯定尺切斷順序可以分為一刀切、分組切(2根一組或3根一組)、分根切3種,如圖9所示。

為了進(jìn)一步比較切坯順序?qū)Ψ脚髦避埞に嚨挠绊?對直軋工藝鑄軋界面不同剪切順序條件下連鑄坯的等待時間與溫度場進(jìn)行分析。假設(shè)連鑄機(jī)每流各切斷一根鋼坯完成軋制為一個周期。為了實(shí)現(xiàn)直軋工藝產(chǎn)量最大化,需要保證連鑄工序的通鋼量和軋制工序的通鋼量相等,即滿足以下關(guān)系:

圖9 多流連鑄坯切斷順序Fig.9 Cutting sequence of multi strand continuously cast billet

n·Δt·v=l

(9)

式中:Δt為生產(chǎn)線軋制節(jié)奏,min;l為連鑄坯定尺,m;n為連鑄機(jī)流數(shù);v為連鑄機(jī)拉速,m/min。

在此基礎(chǔ)上計(jì)算不同切坯順序下鑄軋工藝參數(shù),結(jié)果如表3所示。采用六機(jī)六流連鑄機(jī),鑄坯定尺6 m,軋制節(jié)奏40 s。

表3 不同切坯順序下鑄軋工藝參數(shù)Table 3 Parameters of casting-rolling process under different cutting sequences

由表3計(jì)算結(jié)果可知:在一個連鑄生產(chǎn)周期中,4種切坯順序下連鑄坯的最長等待時間和鑄機(jī)拉速相差較大;其中分根切方式下鑄坯的最長等待時間最短,拉速最大,有利于提高連鑄坯的溫度和生產(chǎn)效率。因此,方坯直軋工藝應(yīng)優(yōu)先采用分根切方式。

以某廠連鑄生產(chǎn)為例,4種切坯順序下鑄坯的最長等待時間分別為0、0.67、1.34、3.35 min;連鑄坯溫度隨距結(jié)晶器彎月面距離的變化如圖10所示,4種切坯順序下連鑄坯頭部表面溫度分別為940、910、890、830 ℃。因此,為了保證連鑄坯順利咬入和高的銜接效率,方坯直軋工藝生產(chǎn)只能采用鑄坯錯開分根切的方式。

圖10 不同切坯順序下連鑄坯溫度隨距結(jié)晶器彎月面距離的變化Fig.10 Variation in temperature of continuously cast billet with distance from the meniscus of the mold

2.2 連鑄坯多流同時到達(dá)的情況處理

由表3計(jì)算結(jié)果可知,在多流連鑄機(jī)生產(chǎn)過程中,當(dāng)2流鑄坯同時切斷時,連鑄坯排隊(duì)過程的最長等待時間為Δt;當(dāng)3流鑄坯同時切斷時,連鑄坯排隊(duì)過程的最長等待時間為2Δt;因此,當(dāng)n流鑄坯同時切斷并同時向并流輥道輸送時,連鑄坯的最長等待時間為(n-1)Δt,Δt為直軋生產(chǎn)線的軋制節(jié)奏時間。在鑄軋界面排隊(duì)系統(tǒng)中,連鑄坯的最大等待數(shù)量為n,是由連鑄坯輸送過程中允許的最長溫降時間t′來決定的,即滿足關(guān)系:

(n-1)·Δt≤t′

(10)

目前,國內(nèi)大部分棒線材生產(chǎn)線的軋制節(jié)奏時間為40～50 s。由1.4節(jié)的計(jì)算結(jié)果可知,在2.8 m/min的拉速條件下,6 m連鑄坯切斷時頭部溫度為989 ℃,切斷后溫降約30 ℃,大部分直軋生產(chǎn)線的開軋溫度高于950 ℃。當(dāng)連鑄坯定尺為6 m時,連鑄坯允許的最長等待時間為1.3 min,約是軋制節(jié)奏時間的2倍。因此,連鑄機(jī)多流生產(chǎn)時,可實(shí)現(xiàn)3流鑄坯同時切斷,最后一根連鑄坯最長等待時間為2Δt,滿足最低開軋溫度的要求。大于3流到達(dá)的鑄坯切斷,可直接下線處理,以提高生產(chǎn)效率。

在2.8 m/min的拉速條件下,9 m連鑄坯切斷時頭部溫度為954 ℃。通過采取調(diào)節(jié)二冷配水比例、提高拉速、輸送保溫等措施,連鑄坯表面最低溫度可升高30～50 ℃。因此,9 m連鑄坯最長等待時間約1 min,可實(shí)現(xiàn)2流鑄坯同時到達(dá),最后一根連鑄坯最長等待時間為Δt,滿足最低開軋溫度的要求。大于2流到達(dá)的鑄坯切斷,可直接下線處理。

在2.8 m/min的拉速條件下,12 m連鑄坯切斷時頭部溫度為926 ℃,僅靠提高拉速和輸送保溫很難實(shí)現(xiàn)多個鑄坯排隊(duì)等待。因此,需要考慮感應(yīng)補(bǔ)熱來提高鑄坯表面溫度,延長鑄坯輸送過程中極限等待時間,才能在多流連鑄坯到達(dá)時,保證方坯直軋工藝的順利進(jìn)行。

2.3 連鑄機(jī)拉速小范圍波動的情況處理

2.1節(jié)提及的連鑄坯分根錯開固定間隔穩(wěn)定切坯,只是一種理想狀態(tài)下的切坯方式,它要求連鑄機(jī)拉速不變和軋機(jī)軋制節(jié)奏恒定。連鑄機(jī)每流拉速波動范圍較小,雖然未出現(xiàn)連鑄坯同時切斷的情況,但連鑄坯分根錯位切的時間發(fā)生了波動,此時需要采用非定尺的切坯策略進(jìn)行干預(yù)。

當(dāng)連鑄機(jī)某一流拉速明顯大于穩(wěn)定生產(chǎn)的拉速時,可以增加鑄坯的倍尺,延長連鑄坯在定尺過程中的時間,以彌補(bǔ)因拉速提高造成的鑄坯輸送時間縮短;當(dāng)連鑄機(jī)某一流拉速明顯低于穩(wěn)定生產(chǎn)的拉速時,可以減小鑄坯的倍尺,延長連鑄坯在定尺過程中的時間,以彌補(bǔ)因拉速降低造成的鑄坯輸送時間延長。

方坯直軋工藝采用非定尺切坯策略生產(chǎn)φ12、φ16 mm鋼筋時,不同定尺連鑄坯的切坯長度計(jì)算結(jié)果如表4所示。以連鑄拉速為2.8 m/min為例,生產(chǎn)φ12 mm鋼筋的連鑄坯定尺為0.54～0.97 m,修正間隔時間為0.19～0.35 min;生產(chǎn)φ16 mm鋼筋的連鑄坯定尺為0.72～1.29 m,修正間隔時間為0.26～0.46 min。

表4 非定尺切坯策略下連鑄坯的長度計(jì)算結(jié)果Table 4 Length calculation results of the continuously cast billet under non-fixed length cutting strategy

3 結(jié)論

(1)在方坯直軋工藝條件下提高連鑄拉速,連鑄方坯表面溫度和心表溫差逐漸增大,心部等軸晶區(qū)逐漸擴(kuò)大。當(dāng)拉速從2.0 m/min提高到2.8 m/min時,連鑄坯等軸晶區(qū)直徑從10 mm增至20 mm,但拉速對連鑄坯初生晶粒取向的影響較小。

(2)拉速變化對連鑄坯頭尾溫差的影響較小,連鑄坯定尺對鑄坯頭尾溫差的影響較大;在拉速不變的情況下,連鑄坯定尺每增加1 m,頭尾溫差約增大10.5 ℃。

(3)為了實(shí)現(xiàn)直軋工藝產(chǎn)量最大化,需要保證連鑄工序的通鋼量和軋制工序的通鋼量相等,即滿足n·Δt·v=l關(guān)系。

(4)當(dāng)連鑄機(jī)生產(chǎn)過程中拉速出現(xiàn)波動時,方坯直軋工藝生產(chǎn)可以采用非定尺切坯策略,來彌補(bǔ)連鑄機(jī)切坯時間間隔的變化。當(dāng)拉速明顯大于穩(wěn)定生產(chǎn)拉速時,可以增加連鑄坯的倍尺;當(dāng)拉速明顯低于穩(wěn)定生產(chǎn)拉速時,可以減小連鑄坯的倍尺。