CN101362195A - 一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种钢铁生产中的大方坯连铸轻压下工艺，特别是涉及一种大方坯连铸轻压下压下量的控制方法。本发明所要解决的技术问题是提供一种能根据不同钢种确定大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，采用如下方法得到压下量ΔS，(见上式)。采用本发明的压下量控制方法，可以快速有效地根据钢种变化情况，确定不同连铸工艺条件下所需的动态轻压下压下量；并明显减小铸坯中心偏析，减少甚至消除中心裂纹和中心疏松的出现。

Description

一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法

技术领域

本发明涉及一种钢铁生产中的大方坯连铸轻压下工艺，特别是涉及一种大方坯连铸轻压下压下量的控制方法。

背景技术

通常将铸坯横断面尺寸大于200mm×200mm的方坯称为大方坯。在铸坯的凝固过程中，钢液的选分结晶特性不可避免地导致了晶间液相区溶质元素的富集，如C、S、P等。同时，坯壳的不断生长又使得富集溶质元素的钢液不断向铸坯中心附近移动；在铸坯凝固末端中心部位的钢液富含溶质元素，且流动性降低，在铸坯凝固末期，中心部位钢液逐渐向固体转变，使体积收缩而产生真空空穴。这些空穴具有负压，周围富集溶质元素的钢液被吸入空穴中，凝固后形成中心偏析。没有来得及得到钢液补充的空穴凝固后就形成中心疏松。

中心偏析和疏松会严重影响钢材的性能，引起一系列质量问题：对于高碳线材，中心疏松和偏析将导致拉拔性能降低，拉断率增大；对于天然气输送管线钢，氢扩散到偏析、疏松处，产生裂纹并扩展，最终导致管子破裂；对于海洋钻探、平台用的结构钢，中心疏松、偏析降低其焊接性能，不宜焊接，甚至开裂等。中心偏析和疏松最早形成于连铸过程中。所以如何从源头上消除中心偏析和疏松一直是研究者和生产者关注的重要内容。铸坯轻压下技术就是其中行之有效的手段，其通过在连铸坯液芯末端附近施加压力产生一定的压下量来补偿铸坯的凝固收缩量，达到消除中心偏析和疏松的目的。动态轻压下可以根据生产条件的改变，在线调节轻压下作用区域、方式等，使铸机在不同生产条件下均具有轻压下实施能力。轻压下的主要工艺参数为压下区间、压下量和压下速率。只有确定合理的压下参数才能达到消除或减少铸坯中心偏析与疏松的目标，否则铸坯质量将更加恶化。

经大量研究和实践认为：只有轻压下的总压下量完全补偿凝固终点钢液在凝固过程中的体积收缩量，才能防止富集溶质钢液的流动。在压下区间内，如果压下量过大则会使铸坯内部产生裂纹，并使轻压下区扇形段受到破损；总压下量过小，V偏析改善不明显，中心疏松仍然存在。压下量和钢种、铸坯断面尺寸以及铸机设备等因素密切相关。在连铸中，V偏析、疏松以及内裂纹会随拉速的提高而加重，因此更需要确定合适的轻压下压下量。

压下量是指铸坯在轻压下时铸坯厚度减少量，是动态轻压下技术的重要参数之一。在已经公开的连铸轻压下技术的有关专利中，如CN00254878.X，CN200510098812.5，CN03108436.2，CN03819174.1，CN200510042964.3的专利文献，主要涉及的是实现轻压下工艺的设备。另外如01122537.8号发明专利，公开了一种轻压下的工艺和设备，其中对压下量的控制范围为5～20mm，，但由于在钢种不同时，其钢液凝固时体积收缩率、平均液相分率等均有变化，因此在实际生产中容易出现压下量控制不准确，仍然造成大方坯中心的偏析、疏松等缺陷。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种能根据不同钢种确定大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法。

本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，采用如下方法得到压下量ΔS，

$\mathrm{\ΔS}=\mathrm{\α}\underset{i=1}{\overset{n-1}{\mathrm{\Σ}}}((D_{i+1}\stackrel{\‾}{f_{L,i+1}}-D_i\stackrel{\‾}{f_{L,i}})/{\mathrm{\η}}_{i,i+1})$

其中，n为压下区间沿拉坯方向的等分数，η_i，i+1为位置i与i+1处的平均压下效率，α为钢液凝固时体积收缩率，D_i为位置等分点i处的两相区厚度，f_L，i为两相区位置i处的平均液相分率；

压下效率 ${\mathrm{\η}}_{i,i+1}=\frac{h_i-h_{i+1}}{H_i-H_{i+1}}$

其中，h_i为压下前液相厚度，h_i+1为压下后液相厚度，H_i为压下前板坯厚度，H_i+1为压下后板坯厚度。

进一步的，连铸拉速0.50～0.80m/min，过热度20～35℃，压下量ΔS＝4.60～7.72mm。

采用本发明的压下量控制方法，可以快速有效地根据钢种变化情况，确定不同连铸工艺条件下所需的动态轻压下压下量；并明显减小铸坯中心偏析，减少甚至消除中心裂纹和中心疏松的出现。

附图说明

图1为连铸压下状态示意图。

图2为轻压下压下量实现过程流程图。

图3为热力耦合计算流程图。

图4为接触计算流程图。

图5是压下效率示意图。

具体实施方式

如图1所示，铸坯在凝固末端的轻压下工艺中，铸坯厚度由压下前的厚度减少到压下后的铸坯厚度，铸坯内部液芯逐渐凝固成坯壳。

本专利是一种大方坯连铸动态轻压下压下量的实现方法，具体步骤参照图2，

(1)铸坯凝固过程理论分析

根据目前现有的连铸过程的工艺、铸坯成型等的理论，对铸坯凝固过程进行理论分析，得到铸坯凝固过程中的基本参数、边界条件等。

(2)铸坯三维热力耦合计算

如图3所示的分析、计算过程，进行铸坯三维热力耦合计算。本计算的目的是为了获得铸坯三维的温度场分布，铸坯凝固末端时的变形效率，同时观察压下过程中凝固前沿应力应变情况，避免压下过程中裂纹的产生。

本发明中传导分析采用通过使热传导方程和边界条件取加权残差为零的方法来近似导出，即加权残差法的Galerkin方法。

给定热流密度、对流换热系数等边界条件，结合初始时刻的温度分布，作为求解热传导方程的初始条件：

T(x_i，0)＝T₀                 (1)

用有限单元将连续区域离散后，每个单元内的温度分布可近似的表示为：

$T(x_i,t)=\underset{i=1}{\overset{n}{\mathrm{\Σ}}}{N}_i\left(x_i\right)T_i\left(t\right)={\underset{\‾}{N}}^T\underset{\‾}{T}---\left(2\right)$

其中N是描述温度在单元内变化的插值函数向量，T是依赖于时间的单元节点温度向量。

用插值函数N作为权函数，使残差在Galerkin加权积分意义上等于0，即

$\begin{array}{cc}\underset{V^e}{\∫}{N}_i\mathrm{RdV}=0& i=1,n\end{array}---\left(3\right)$

其中V^e是单元体积。对域内每个单元采用上述加权残差的处理后，积分(3)式可得：

$C\·\frac{\∂T}{\∂t}+(K+F)\underset{\‾}{T}=\underset{\‾}{Q}---\left(4\right)$

其中T的是节点温度向量，Q是节点热流向量。

矩阵C是热容矩阵，它同瞬态热传导过程中单元内存贮的热量有关。

$C=\underset{\mathrm{elements}}{\mathrm{\Σ}}\underset{V^e}{\∫}{\underset{\‾}{N}}^T\mathrm{\ρv}\underset{\‾}{N}\mathrm{dV}---\left(5\right)$

K是热传导矩阵，它与稳态或瞬态传热过程中单元内热量传导有关。

$K=\underset{\mathrm{elements}}{\mathrm{\Σ}}\underset{V^e}{\∫}{\left(\frac{\∂N}{\∂x_i}\right)}^T\mathrm{\λ}\frac{\∂N}{\∂x_j^{\mathrm{ij}}}\mathrm{dV}---\left(6\right)$

按有限元离散出的传热方程(4)是关于时间的一阶微分方程。给定初始条件和边界条件，积分(4)式可得整个时间域上的温度分布。

采用后差分方案积分(4)式，温度向量T对时间导数近似为：

$\frac{\∂\underset{\‾}{T}}{\∂t}=\frac{{\underset{\‾}{T}}_t-{\underset{\‾}{T}}_{t-\mathrm{\Δt}}}{\mathrm{\Δt}}---\left(7\right)$

其中T_t和T_t-△t分别是t和t-Δt时刻的节点温度矢量，Δt为时间步长。将(7)式代入(4)式可得：

$[\frac{C}{\mathrm{\Δt}}+K+F]{\underset{\‾}{T}}_t=\frac{C}{\mathrm{\Δt}}{\underset{\‾}{T}}_{t-\mathrm{\Δt}}+{\underset{\‾}{Q}}_t---\left(8\right)$

当热容矩阵和热传导矩阵都不依赖于温度时，方程(8)是线性传热问题。(8)式所表示的温度递推格式代表了无条件稳定的时间积分。当材料的热容、比热等热物理参数依赖于温度，或者对流放热系数随温度变化时，则方程(8)代表非线性热传导问题，其后差分形式的温度递推格式为：

$[\frac{C\left({\underset{\‾}{T}}^{*}\right)}{\mathrm{\Δt}}+K\left({\underset{\‾}{T}}^{*}\right)+F\left({\underset{\‾}{T}}^{*}\right)]{\underset{\‾}{T}}^n=\frac{C\left({\underset{\‾}{T}}^{*}\right)}{\mathrm{\Δt}}{\underset{\‾}{T}}^{n-1}+\underset{\‾}{Q}\left({\underset{\‾}{T}}^{*}\right)---\left(9\right)$

其中T ^*是增量Δt内温度的平均值。每个增量步结束时的温度值需迭代(9)方程才能得到近似解。在第n个增量步的初次迭代时，T ^*由前两个增量步迭代温度的收敛值外推获得，

即

${{\underset{\‾}{T}}^{*}}_1=\frac{1}{2}(3{\underset{\‾}{T}}^{n-1}-{\underset{\‾}{T}}^{n-2})---\left(10\right)$

第i次迭代时，T ^*用平均温度表示成

${{\underset{\‾}{T}}^{*}}_i=\frac{1}{2}({\underset{\‾}{T}}^{n-1}+{\underset{\‾}{T}}_{i-1}^n)---\left(11\right)$

迭代一直进行直到 $\left|\right|{\underset{\‾}{T}}_{i-1}^{*}-{\underset{\‾}{T}}_i^{*}\left|\right|\≤\mathrm{\ζ}$ 允许的最大温度误差为止。

本计算采用更新的Lagrange技术处理弱耦合的热—力耦合方程，给出与温度场耦合的大变形热弹塑性分析的增量有限元表示，求解的思路是：在每个增量步开始时，由当前位移增量修正域V和边界S。并在增量步内交替迭代力平衡方程和能量守恒方程，过程如下。

对体积为V，边界为S的连续介质，可写出能量守恒方程

$\underset{V}{\∫}\mathrm{\ρ}{v}_i\frac{\∂v_i}{\∂t}\mathrm{dV}+\underset{V}{\∫}\frac{\∂\mathrm{\ρ}}{\∂t}\mathrm{UdV}=\underset{V}{\∫}(\stackrel{\‾}{Q}+b_i{v}_i)\mathrm{dV}+\underset{S}{\∫}(P_i{v}_i-H)\mathrm{dS}---\left(12\right)$

式(12)中：v_i-速度场，U—给定内能，Q-给定体积热流，b_i-给定体积力，P_i-单位面积上的边界力，H—边界S上的单位面积的热流强度。

对体积为V，质量密度为ρ的连续介质，可建立积分形式的力平衡方程

$\underset{V}{\∫}\mathrm{\ρ}(b_i-\frac{\∂v_i}{\∂t})\mathrm{dV}=\underset{S}{\∫}{P}_i\mathrm{dS}---\left(13\right)$

引入柯西应力分量σ_ij，压力可用柯西应力表示为：

P_j＝n_iσ_ij                   (14)

n_i表示表面S的单位法线方向。将力平衡方程引入能量守恒方程(12)式，可得热—力耦合的能量守恒方程：

$\underset{V}{\∫}\{\mathrm{\ρ}(\stackrel{\‾}{Q}-\frac{\∂U}{\∂t})+{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ij}}\frac{\∂v_i}{{\∂x}_j}\}\mathrm{dV}=\underset{S}{\∫}\mathrm{HdS}---\left(15\right)$

依据虚功原理，可建立结构位移u_i所需满足的下式：

$\underset{V}{\∫}{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ij}}\frac{\∂\mathrm{\δ}{u}_i}{\∂x_i}\mathrm{dV}=\underset{V}{\∫}\mathrm{\ρ}{b}_i\mathrm{\δ}{u}_i\mathrm{dV}-\underset{V}{\∫}\mathrm{\ρ}\frac{\∂v_i}{\∂t}\mathrm{\δ}{u}_i\mathrm{dV}---\left(16\right)$

假设可忽略惯性项的影响，则式(16)右端第二项可去掉，用弱耦合的增量非线性有限元法处理热—力耦合问题。

采用交替迭代方法求解更新拉格朗日描述的热—力耦合方程的主要思路如下：在每个增量步开始时将几何形状更新，在新的拉格朗日坐标下分析温度场方程。采用非线性方程迭代解法求解热传导方程的等效温度场递推关系式。收敛后，在同一增量步中，更新温度值，评价材料力学性质和热应变，迭代求解力平衡方程，收敛后，进行下一增量步的分析直到所需的增量步结束。这一迭代过程流程如图3所示。铸辊和铸坯接触属于高度非线性边界，两接触体间接触区域的大小与压力分布随外载荷而变化，并与接触体的刚性有关。本计算采用直接约束法，计算过程如图4所示。

在计算时划分好有限元网格后，代入材料物性参数，初始条件，和边界条件就可以进行求解，模拟铸坯在不同钢种成分、拉坯速度、过热度、冷却强度下的凝固过程，求得铸坯下的沿时空的温度场分布以及在各种变形条件下的应力应变分布。

(3)压下量计算

本计算的目的是利用S1计算的结果，对铸坯所需轻压下压下量进行计算。如图1所示，采用如下公式进行计算：

$\mathrm{\ΔS}=\mathrm{\α}\underset{i=1}{\overset{n-1}{\mathrm{\Σ}}}((D_{i+1}\stackrel{\‾}{f_{L,i+1}}-D_i\stackrel{\‾}{f_{L,i}})/{\mathrm{\η}}_{i,i+1})---\left(17\right)$

上式中ΔS为压下量，n为压下区间沿拉坯方向的等分数，即为铸机中压下区间内的压下辊子数目，D_i、f_1，i分别为铸机中在压下区间内的各个压下辊下的两相区厚度、平均液相分率，α为压下区间内钢液凝固时的体积收缩率。

η_i，i+1为位置i与i+1的平均压下效率，如图5所示，其定义为：

${\mathrm{\η}}_{i,i+1}=\frac{h_i-h_{i+1}}{H_i-H_{i+1}}---\left(18\right)$

其中，h_i、H_i分别为铸机中在压下区间内的各个压下辊下的液相厚度和铸坯厚度。

D_i、f_1，i、α、h_i、H_i通过现有技术中的三维仿真模型计算得到。

将上述的压下量分配到各相应的辊子上，分配原则为：对连铸机中的每个辊子进行分析，看是否在压下区间内，在压下区间外的辊子的压下量为零，压下量ΔS由在压下区间内的辊子分配，在压下区间内各辊子压下量 $\mathrm{\Δ}{S}_i=\mathrm{\α}((D_{i+1}\stackrel{\‾}{f_{L,i+1}}-D_i\stackrel{\‾}{f_{L,i}})/{\mathrm{\η}}_{i,i+1}).$

(4)现场试验反馈

将上述得到的ΔS、ΔS_i应用到连铸机的工艺中，试验、核算、并将数据反馈，如有偏差、失真等现象，重新计算。

实施例(一)：

(1)铸机设备参数：全弧形大方坯连铸机，半径15m，弧形段铸辊直径220mm，相邻铸辊中心间距210mm，矫直段和水平段铸辊直径450mm，相邻铸辊中心间距1500mm。

(2)铸坯尺寸360mm×450mm，钢种YQ450NQR1，连铸拉速为0.50m/min，过热度20～35℃，连铸冷却强度为0.332L/kg，钢种成分见表1。

                     表1

 

C	Si	Mn	P	S
					0.11～0.14	0.30～0.50	1.25～1.40	0.008～0.022	0.005～0.015

(3)在凝固末端两相区内固相率fs＝0.5～0.7内进行轻压下，压下量为4.50mm，各对压下辊的设定值如表2所示。

                    表2

 

轻压下机架编号	1#	2#	3#	4#	5#	6#	7#
								压下量设定值/mm	0	2.40	2.10	0	0	0	0

(4)铸坯中心偏析评级≤1.0级，中心疏松评级≤1.0级，中心缩孔评级≤0.5级，铸坯中心碳偏析指数1.02～1.06。

实施例(二)：

(1)铸机设备各参数如实施例(一)。

(2)铸坯尺寸360mm×450mm，钢种为45^#，连铸拉速0.65m/min，过热度20～35℃，连铸冷却强度为0.369L/kg，钢种成分见表3。

                   表3

 

C	Si	Mn	P	S
					0.42～0.50	0.17～0.37	0.50～0.80	0.010～0.025	0.008～0.020

(3)在凝固末端两相区内fs＝固相率0.5～0.8内进行轻压下，压下量为6.40mm，各对压下辊的设定值如表4所示。

                   表4

 

轻压下机架编号	1#	2#	3#	4#	5#	6#	7#
								压下量设定值/mm	0	1.85	2.02	1.44	1.09	0	0

(4)铸坯中心偏析评级≤1.0级，中心疏松评级≤1.0级，中心缩孔评级≤0.5级，铸坯中心碳偏析指数1.04～1.08。

实施例(三)

(1)铸机设备各参数如实施例(一)。

(2)铸坯尺寸360mm×450mm，钢种为20(C)，连铸拉速0.80m/min，过热度20～35℃，连铸冷却强度为0.416L/kg，钢种成分见表5。

                   表5

 

C	Si	Mn	P	S
					0.17～0.23	0.17～0.37	0.35—0.65	0.010～0.025	0.008～0.020

(3)在凝固末端两相区内固相率0.5～0.9内进行轻压下，压下量为7.72mm，各对压下辊的设定值如表6所示。

                      表6

 

轻压下机架编号	1#	2#	3#	4#	5#	6#	7#
								压下量设定值/mm	0	1.15	1.36	1.86	1.58	1.04	0.73

(4)铸坯中心偏析评级≤1.0级，中心疏松评级≤1.0级，中心缩孔评级≤0.5级，铸坯中心碳偏析指数1.03～1.05。

Claims (5)

1. 【权利要求1】一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，其特征在于：采用如下方法得到压下量ΔS，

   $\mathrm{\ΔS}=\mathrm{\α}\underset{i=1}{\overset{n-1}{\mathrm{\Σ}}}((D_{i+1}\stackrel{\‾}{f_{L,i+1}}-D_i\stackrel{\‾}{f_{L,i}})/{\mathrm{\η}}_{i,i+1})$

   其中，n为压下区间沿拉坯方向的等分数，η_i，i+1为位置i与i+1处的平均压下效率，α为钢液凝固时体积收缩率，D_i为位置等分点i处的两相区厚度，f_L，i为两相区位置i处的平均液相分率；

   压下效率 ${\mathrm{\η}}_{i,i+1}=\frac{h_i-h_{i+1}}{H_i-H_{i+1}}$

   其中，h_i为压下前液相厚度，h_i+1为压下后液相厚度，H_i为压下前板坯厚度，H_i+1为压下后板坯厚度。
2. 【权利要求2】如权利要求1所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，其特征在于：连铸拉速0.50～0.80m/min，过热度20～35℃，压下量ΔS＝4.60～7.72mm。
3. 【权利要求3】如权利要求1或2所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，其特征在于：对连铸机中的辊子进行分析，在压下区间外的辊子的压下量为零，由在压下区间内的辊子分配压下量为ΔS；

   在压下区间内辊子压下量

   $\mathrm{\Δ}{S}_i=\mathrm{\α}((D_{i+1}\stackrel{\‾}{f_{L,i+1}}-D_i\stackrel{\‾}{f_{L,i}})/{\mathrm{\η}}_{i,i+1}).$
4. 【权利要求4】根据权利要求1或2所述的压下量控制的实施方法，其特征在于：钢种成分C控制0.11％～0.50％，Si控制0.17％～0.50％，Mn控制0.35％～1.40％，P控制0.008％～0.025％，S控制0.005％～0.020％。
5. 【权利要求5】如权利要求1所述的一种大方坯连铸动态轻压下压下量的控制方法，其特征在于：大方坯尺寸400～480mm×320～380mm。

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