Разработка и внедрение технологии обжатия слябов с неполностью затвердевшей осевой зоной на установках непрерывной разливки стали

Современное развитие техники и экономики предъявляет повышенные требования к качеству материалов для изготовления производственного и транспортного оборудования, технических сооружений и других технических устройств. Не смотря на появление и рост применения в последнее время высокопрочных алюминиевых, титановых сплавов, пластмасс, композиционных материалов, основным материалом, определяющим технологическую базу современной цивилизации, является сталь. Сталь, благодаря своему сочетанию физических и технологических свойств, стоимости, возможности рециклинга, незаменима во всех отраслях техники и экономики, в любом техническом устройстве. В производство стали вовлекается значительная доля имеющихся финансовых, сырьевых, энергетических, транспортных и людских ресурсов, сталеплавильное производство оказывает значительную экологическую нагрузку на природную среду. В то же время ограниченность природных ресурсов, в частности энергетических, требует всемерно снижать затраты на производство стали, уменьшать количество отходов производства.

В последние 40 лет одним из перспективных средств совершенствования металлургического производства является непрерывная разливка стали. За это время сменилось несколько поколений установок непрерывной разливки стали (УНРС), совершенствование технологии разливки позволило значительно поднять производительность, снизить себестоимость стали, улучшить качество металла. Однако остаются не полностью решенными вопросы качества внутренней структуры металла, связанные с усадочными и ликвационными явлениями, что затрудняет дальнейшее использование металла. За прошедшее время исследованы различные способы снижения ликвации: электромагнитное перемешивание, добавка микрохолодильников в кристаллизующийся металл, импульсное воздействие на слиток и т. д. Эти процессы имеют различную степень внедрения в промышленность, различаются по стоимости и эффективности. Положение усугубляется тем, что в нынешней финансовой ситуации в Российской Федерации затруднено обновление оборудования на принципиально новое, требующее значительных финансовых затрат. Поэтому наиболее жизнеспособны технические решения, дающие большой эффект при меньших затратах, например, реконструкция УНРС с применением новых способов воздействия на кристаллизацию металла.

Одним из эффективных способов воздействия на кристаллизующийся металл является мягкое обжатие непрерывно-литой заготовки с не полностью затвердевшей осевой зоной. Применение этой технологии позволяет поднять производительность УНРС с одновременным улучшением макроструктуры заготовки и потребительских свойств полученного проката. Для эффективного использования этой технологии потребовалось комплексное исследование процессов теплообмена, кристаллизации и деформации металла с применением как теоретических исследований, так и промышленного эксперимента.

В данной работе рассматривается исследование, разработка и промышленное внедрение процесса мягкого обжатия сляба с не полностью затвердевшей осевой зоной на головном образце тянуще-обжимной клети реконструированной вертикальной УНРС электросталеплавильного цеха ОАО «Северсталь». В результате этой работы внедрена технология непрерывной разливки слябов для производства высокопрочной трубной стали, стали для судостроения, морских нефтеи газодобывающих платформ и других сталей специального назначения. Внедрение этой работы позволило поднять рабочую скорость вытягивания сляба на вертикальной машине с 0,55 м/мин до 0,7 м/мин при существенном улучшении макроструктуры сляба и свойств проката, в том числе в Z-направлении.

Выводы к главе 3.

1. Проведено промышленное опробование и внедрение технологии мягкого обжатия сляба с не затвердевшей сердцевиной различных марок сталей.

2. Использование технологии мягкого обжатия сляба позволило увеличить рабочую скорость разливки до 0,68−0,72 м/мин.

3. Использование мягкого обжатия позволило улучшить макроструктуру осевой зоны сляба, снизить такие дефекты, как осевая рыхлость, осевая химическая неоднородность.

4. Испытание технологии подтвердили правильность теоретических расчетов и разработанных алгоритмов.

5. Наилучшие результаты по улучшению макроструктуры слябов получены при давлении в гидроцилиндрах не менее 130 атм. и скорости вытягивания сляба 0,65−0,70 м/мин.

6. Основная деформация сляба происходит в первой и второй парах валков, т. е. в тех координатах, где присутствует жидкая фаза слитка.

7. В момент входа жидкой фазы в валки происходит скачок показаний датчиков перемещения (при задании постоянного давления), или скачок давления (при задании постоянного перемещения валков), т. е. показания контрольных приборов системы обжатия могут служить дополнительным средством контроля положения жидкой фазы.

8. По результатам экспериментальных исследований было проведено уточнение коэффициентов, входящих в соотношения алгоритма управления мягким обжатием.

4. Разработка модели влияния формирующейся макроструктуры затвердевающего непрерывного слитка на образование дефектов.

4.1. Анализ тепловых процессов и установление зависимости размерных параметров дендритной структуры от режимов непрерывной разливки стали.

В разделе 2.1 на основе концепции двухфазной зоны изложена модель затвердевания формирующегося слитка. Теория двухфазной зоны не дает ответа на вопрос о структуре сляба, однако, по рассчитанным скорости затвердевания и температурным градиентам в слябе можно определить протяженность структурных зон. Дендритная структура характеризуется двумя параметрами: расстоянием между дендритными стволами — первичными осями Si, расстоянием между боковыми осями — вторичными осями S2. В настоящее время имеются надежные эмпирические данные и результаты теоретических моделей кристаллизации металлов по зависимости расстояния между первичными дендритными осями S] от температурного градиента G и скорости роста кристаллов V:

Si =AV~cG" d, (4.1) где: А — постоянная, определяемая химическим составом стали [57]- значения показателей с, d: 0,2<с<0,5- 0,5.

Теоретические модели стационарного движения фронта кристаллизации с образованием дендритной структуры [58, 59] предсказывают аналогичную зависимость S](V, G), и позволяют выразить параметр, А через температурный интервал кристаллизации AT, коэффициент диффузии в жидкости D, межфазную энергию у и энтропию теплоты кристаллизации AS:

Si = const kn (yATD/AS)¼V" ¼G" I/2, (4.2) где: k = cs/cL — равновесный коэффициент распределенияn =¼.

Определяющие параметры AT и к зависят от химического состава стали. Расстояние между вторичными дендритными осями определяется следующим эмпирическим выражением [58, 59]:

S2 = ВТ* «f, (4.3) где: Т* - скорость изменения температуры на фронте кристаллизации, которую можно выразить через характерное время затвердевания сплава t*: Т* = (TLTs)/t*, (4.4) где: TL, Ts — температуры ликвидус и солидус соответственно. Параметр f слабо зависит от химического состава стали, и равен 0,34.

4.2. Расчет параметров осевой химической неоднородности и осевой рыхлости сляба.

Кристаллизация металла при непрерывной разливке приводит к образованию полосчатой зоны ликвации (центральной, зональной ликвации) в центральной области сляба. В результате проведенных исследований была выработана общепринятая точка зрения, согласно которой основным фактором, ответственным за образование осевой области химической неоднородности сляба является перераспределение примесных элементов за счет различных форм течения расплава [60]. Наиболее существенный вклад в образование зональной ликвации вносит течение расплава на последнем этапе затвердевания металла, вызванное выпучиванием слябов.

Закон сохранения массы примесных элементов можно записать в виде [61,62]: pC> = -V (pL, gL CLv), (4.5) где: р, С — локальная плотность и концентрация (жидкой или твердой фазы) соответственно;

Рь gL — плотность и объемная доля жидкой фазыv — скорость течения жидкой фазы в междендритных промежутках.

В предположении, что в процессе кристаллизации пор не образуется, для объемной доли твердой фазы можно записать: gs = 1 — gL. Тогда концентрация примесных элементов в жидкой составляющей стали определяется уравнением: acL / at= - (i-k/i-pxcL/gL) a gL/ at + (vVT/Tt) a cL / at, (4.6) где: p = (ps — Pl)/Ps.

Концентрация примеси в центральной зоне, повышенная за счет эффекта усадки при затвердевании металла, равна [63]: ак^а-к" *1*'. (4.7).

Экспериментально установлено, что в образовании центральной ликвации в непрерывно-литых слитках важную роль играет также их выпучивание на заключительной стадии кристаллизации. Следовательно, образование центральной зоны химической неоднородности в значительной мере определяется потоками концентрированной жидкости из междендритных промежутков двухфазной зоны, и накоплением этой жидкости в центральной части сляба на заключительной стадии кристаллизации стали. При такой постановке вопроса концентрация примеси в центральной зоне сляба будет определяться концентрацией жидкости в междендритных промежутках, следующей из уравнения Шейла-Пфанна [64]: CL = С0(1 — Се) ы, и выражением для доли твердой фазы в двухфазной зоне при окончании кристаллизации в момент смыкания фронтов.

Обозначим через V* объем центральной области сляба, в которой сконцентрируется вытесненная жидкость из междендритных промежутков периферийных участков двухфазной зоны. Тогда записывая уравнение массового баланса примесных элементов, выраженное через соответствующие объемы, при усадке в процессе завершающей кристаллизации и результирующем перераспределении примесных элементов, для концентрации С* в центральной области сляба получим:

C*=Co + (CL-Co)V,/V*, (4.8) где: Со, CL — средняя концентрация и концентрация жидкой фазы в двухфазной области.

Запишем CL в виде CL = C0y (gs, k, m), где m — коэффициент распределения примеси, а |/ - известная функция gs, k, m [7]. Введем индекс (коэффициент) зональной ликвации у = С*/С0. Тогда для у получим выражение: y=l+(i|/-l)(l-gs)P/g*, (4.9) где: g* - объемная доля двухфазной зоны, занятая зоной равноосных кристаллов.

Если такой зоны не образуется и g* «gb то у «\i. С понижением температуры расплава объемная доля зоны равноосных кристаллов в центре сляба увеличивается, следовательно, индекс центральной химической неоднородности уменьшается. Величина g* определяется экспериментально. Чтобы выразить физический бал ОХН через бал ОСТ 14−473 будем считать, что вся химическая неоднородность сосредоточена в локальных областях сферической формы: при увеличении у будут возрастать средний размер областей с и концентрация таких объемов при данной величине С* в них. Среднее расстояние между областями микроликвации равно размеру структуры в центральной зоне сляба X. При Х = 5 мм (Т]= 250мм), gs = 0,7 (с = 5 мм.) для величины у получаем 2,6, а балл ОХН равен 2. При А, 2= 2 — 3 мм, Тх^ 200 мм (с = 1 мм.) балл ОХН равен 1,5.

Осевая химическая неоднородность тесно связана с осевой рыхлостью сляба. Максимальная величина осевой химической неоднородности (и осевой рыхлости) тем меньше, а ширина распределения тем больше, чем уже зона столбчатых дендритов и более развита центральная зона равноосных кристаллов. Объемную долю пор f, определяющую вместе со средним размером пор, балл осевой рыхлости можно выразить через ширину Lu центральной зоны. Для плоского слитка f = gL* Z Lu, где Z — коэффициент кристаллизационной усадки, gL* - доля жидкой фазы при которой прекращается подпитка ее расплавом, gL* = 0,3−0,4.

Для стали выбранного состава находим f = 2%. Примерно половина этого объема приходится на центральные крупные поры, остальная часть объема распределяется на на мелкие, расположенные по всей центральной зоне. Объем крупных пор v = х f L ½, где Lширина центральной зоны, % -геометрический коэффициент. При L = 30 мм для Tj= 250 мм диаметр крупных пор D = 0,2 — 0,4 мм, то есть балл осевой рыхлости (ОР) =1,5 -2. Для сляба толщиной Т2- 200 мм балл ОР равен 1,5.

4.3. Статистический анализ факторов, оказывающих наибольшее влияние на осевую рыхлость и осевую химическую неоднородность.

Целью данного исследования является выявление факторов, которые в наибольшей степени влияют на появление различного рода дефектов. Анализ проводился с использованием базы данных по дефектам макроструктуры темплетов непрерывно-литых слябов ЭСПЦ ОАО «Северсталь» за 2001 г. по трубным и судовым сталям. Для решения этой задачи было осуществлено построение моделей множественной линейной регрессии. Линейная регрессионная модель постулирует, что зависимая переменная Y (в данном случая осевая рыхлость и осевая химическая неоднородность) связана с независимыми переменными X (i):

Y = XBiXj +В0 (n>i>l), где Bj — неизвестные коэффициенты, В0 — свободный член уравнения регрессии.

Была использована программа SPSS 9.0. Этот мощный универсальный пакет объединяет функции ввода и управления данными с проведением статистического анализа и представлением результатов. Ниже приводятся характеристики основных статистических показателей, используемых при построении регрессионных моделей.

Параметр статистики t показывает значимость коэффициента регрессии. Если |t|l, 5, то коэффициент при переменной регрессионного уравнения значим. Таким образом, при анализе будут отброшены все переменные модели коэффициенты, при которых не будут значимыми по установленному критерию.

Матрица коэффициентов корреляции ® состоит из парных коэффициентов корреляции (гху) и из частных коэффициентов корреляции (гхх). Она отражает взаимовлияние составляющих модели друг на друга и на результирующий фактор (в нашем случае величина дефекта).

Коэффициент «Beta» показывает процентное изменение зависимой переменной при однопроцентном изменении объясняющих переменных.

Нестандартизированный коэффициент В показывает количественное изменение результирующего фактора при изменении зависимой переменной модели на единицу.

R2 — коэффициент детерминации определяет долю дисперсии зависимой переменной (насколько сильно зависит результирующий фактор от переменных, входящих в модель).

F — критерий используется для проверки гипотезы о значимости регрессии. Во всех рассмотренных ниже случаях его величина достаточная, показывающая, что построенные регрессии значимы. df (i) — число степеней свободы Fкритерия, dflчисло степеней свободы по независимым переменным, df2 -число степеней свободы по выборке.

4.3.1. Осевая рыхлость Осевая рыхлость (ОР) является зависимой величиной от следующих независимых факторов: сечение Мп — марганец температура S — сера скорость А1 — алюминий.

С — углерод Р — фосфор

Si — кремний.

Первоначальный вид модели множественной линейной регрессии, представлен в виде таблицы 4.1., 4.2:

Коэффициенты множественной регрессии.