Совершенствование технологии мягкого обжатия при разливке трубной стали на слябовой МНЛЗ (28.09.2012)

Автор: Мошкунов Владимир Викторович

– коэффициент проницаемости двухфазной зоны;

– динамическая вязкость расплава;

R – дендритный размер;

– угол между вертикальной линией и касательной к технологической

линии МНЛЗ;

– удельный объем пор;

– сечение жидкой фазы в момент разрыва расплава;

– прочность жидкой фазы.

Разработанная модель состоит из двух программ. Первая программа «Cristall–2D» предназначена для анализа расчетного положения зоны мягкого обжатия в статическом и динамическом режимах. Во второй программе «Pora» осуществляется анализ порообразования, связанного с потерей гидродинамического давления расплава в двухфазной зоне.

В третьей главе представлены результаты изучения причин недостаточной эффективности существующей технологии мягкого обжатия слябовой заготовки. При корреляционно-регрессионном анализе 355 и 35 плавок с отливкой слябов толщиной 300 и 250 мм со скоростью 0,75…0,80 и 0,9… 1,0 м/мин, соответственно, шириной 2600 мм из трубной стали с содержанием 0,05…0,15 % [С], 1,2…1,7 % [Mn], 0,001…0,010 % [S] были получены следующие зависимости:

300 мм ТПш = 2,8224·П1 – 2,2703, r = 0,283, (9)

ТПш = 2,8311·П2 – 2,7239, r = 0,283, r0,05=0,195, (10)

ОР = 2,2324 – 2,0268·П4, r = –0,369, (11)

ОР = 2,0268·П5 + 0,2057, r = 0,396, (12)

250 мм ОХН = 1,1168·П1 + 0,3604, r = 0,352, (13)

ТПу = 1,8208·П2 – 1,8109, r = 0,384, (14)

ТПу = 0,1476·П3 – 0,6672, r = 0,414, r0,05=0,335, (15)

где ТПш – трещины, перпендикулярные широким граням, баллы;

ОР – осевая рыхлость, баллы;

ОХН – осевая химическая неоднородность, баллы;

ТПу – трещины, перпендикулярные узким граням, баллы;

П1 – отношение расстояния от поверхности металла в кристаллизаторе

до входа в сегмент, где начиналось мягкое обжатие, к расчетной

длине лунки жидкого металла внутри заготовки;

П2 – отношение расстояния от поверхности металла в кристаллизаторе

до выхода из сегмента, где закончилось мягкое обжатие, к

расчетной длине лунки жидкого металла внутри заготовки;

П3 – суммарное обжатие сляба по толщине (от 4 до 6,5), мм;

П4 – доля обжатия сляба в первом сегменте;

П5 – доля обжатия сляба во втором сегменте;

r, r0,05 – расчетное и критическое значения коэффициента парной

корреляции.

Анализ полученных зависимостей показал, что с увеличением относительного расстояния от поверхности металла в кристаллизаторе до начала обжатия возрастают степень развития трещин, перпендикулярных широким граням, в слябах толщиной 300 мм (9), и осевая химическая неоднородность в заготовках, имеющих толщину 250 мм (13). В случае увеличения относительного расстояния от поверхности металла в кристаллизаторе до конца обжатия растет степень развития трещин, перпендикулярных как широким граням слябов толщиной 300 мм (10), так и узким граням заготовки толщиной 250 мм (14). При этом последние трещины сильнее развиваются при возрастании суммарного обжатия слябов (15). Мягкое обжатие производилось в двух смежных сегментах зоны вторичного охлаждения МНЛЗ. Установлено, что характер влияния доли обжатия сляба в каждом из этих сегментов на степень развития осевой рыхлости совершенно противоположен. Так, если в начальном сегменте увеличивать относительную долю обжатия, то это благоприятно влияет на осевую рыхлость – она становится меньше (11), а в конечном сегменте все наоборот – рыхлость развивается сильнее (12). Все это свидетельствует о том, что место осуществления мягкого обжатия непрерывнолитых слябов по длине технологического канала МНЛЗ выбрано не рационально. Это происходит вследствие недостаточной гибкости проектной схемы выбора сегментов для осуществления мягкого обжатия заготовки и возможных ошибок при расчете автоматизированной системой длины лунки жидкого металла в слябе.

3. Наибольшее различие наблюдалось при отливке слябов толщиной 300 мм – на 3,8…4,6 %, а для слябов толщиной 250 мм – на 2,5 %. Такие отклонения, особенно при отливке толстых слябов, являются причиной ошибок автоматизированной системы при определении номеров сегментов, в которых рекомендуется осуществлять мягкое обжатие сляба.

Для корректировки расчетной длины лунки жидкого металла в непрерывнолитом слябе необходимо было внести изменения в алгоритм расчета, выполняемого автоматизированной системой МНЛЗ. Фирмой-разработчиком оборудования для этого была предоставлена всего одна возможность – изменение величины настроечного коэффициента в формуле для определения плотности теплового потока, теряемого заготовкой в окружающую среду излучением. В результате проведенных исследований величина настроечного коэффициента была изменена на 15 %. Для проверки влияния такой корректировки на протяженность лунки жидкого металла было проведено два дополнительных опыта с созданием эффекта «искусственного раздутия» слябов толщиной 250 и 300 мм. Информация о внутреннем строении сляба толщиной 300 мм после корректировки расчета приведена на рис. 2.

Сравнение скорректированных расчетных и опытных данных показало, что расчетные значения длины лунки жидкого металла, определяемые автоматизированной системой МНЛЗ, практически не отличались от опытных данных. Разность между фактическими и расчетными величинами не превышала 0,33 %.

После корректировки расчетных данных о протяженности лунки жидкого металла в слябе проведено исследование с целью уточнения содержания жидкости в двухфазной зоне для первого порога проницаемости. По специально разработанной методике проведено четыре опыта. В процессе разливки стали марки 09Г2С после поднятия 12-го сегмента сначала наблюдался кратковременный провал усилий гидроцилиндров на входе и выходе до 550 кН, а затем как на входе, так и на выходе усилия быстро увеличились: до 800 и 750 кН. Это свидетельствует о развивающемся ферростатическом давлении расплава на 29…32 минутах опыта. По расчетным данным автоматизированной системы в данный промежуток времени на входе в открытый 12-ый

Рис. 2. Строение сляба толщиной 300 мм на различном удалении от

поверхности металла в кристаллизаторе: цифры у линий – относительное

содержание жидкости в двухфазной зоне на оси сляба


загрузка...