攀钢炼钢厂2#板坯连铸机辊列优化改造

罗 丹

(攀钢提钒炼钢厂,四川攀枝花617062)

攀钢炼钢厂2#板坯连铸机辊列优化改造

罗 丹

(攀钢提钒炼钢厂,四川攀枝花617062)

通过对攀钢炼钢厂2#板坯连铸机在生产过程中存在结晶器液位周期性波动问题的分析,认为造成结晶器液位波动的主要原因是弧形段区域扇形段的辊径、辊间距完全一样,造成铸坯向前运动过程中液芯容积变化同步进行,在较长一段二冷区内波动叠加从而引起结晶器液面波动。为了打破液芯容积变化同步的问题,将弧形段1#、2#扇形段辊列重新设计、制造和安装,解决了结晶器液面波动问题。

板坯;连铸;结晶器;液面波动;辊列;优化

1 引言

攀钢炼钢厂2#板坯连铸机是引进意大利达涅利公司关键技术,2003年10投产的直弧形板坯连铸机,设计年产量100万吨。从投产以来,在生产过程中当浇铸强度较高的专项钢(如P510L)时,结晶器液面出现周期性大幅度(最大幅度达到±30mm以上)波动,导致漏钢预报频繁报警,浇铸过程中被迫频繁降速或停机,根本无法维持正常浇注。通过考察全国武钢、梅钢等其他钢铁公司同类型连铸机,发现也存在液面周期性波动的问题。虽然各公司都采取了调节结晶器冷却水、二冷水、优化保护渣等工艺参数,但均无明显效果。

我厂2#板坯连铸机工艺参数已经优化,在出现结晶器液位波动时除采取降低拉速和停机以外,无其它有效措施。

2 结晶器液位波动原因分析

攀钢炼钢厂2#板坯连铸机为直弧形连铸机,铸机半径R=8m,由结晶器、零号段(弯曲段)和13台扇形段组成,辊子均采用两分节辊。铸机辊列布置如图1所示。

图1 2#板坯连铸机辊列布置图

2#板坯连铸机结晶器足辊有3对,辊径为ϕ140mm,辊间距为170mm;零号段为弯曲段,辊子数为14对,辊径为ϕ170mm,辊间距为212mm;1#～6#扇形段为弧形段,每段扇形段辊子数为6对,辊径为ϕ230mm,辊间距为277mm,每段扇形段第三根辊为驱动辊;7#扇形段为矫直段,扇形段辊子数为7对,辊径为ϕ290mm,辊间距为330mm,第四根辊子为驱动辊;8#～13#扇形段为水平段,每段扇形段辊子数为7对,辊径为ϕ290mm,辊间距为330mm,每段扇形段第三根辊为驱动辊。1#～6#扇形段辊列完全一样,可以互换。

浇钢时,铸坯出结晶器进入二冷区扇形段后,外部形成一定厚度的坯壳,内部仍是钢水。在扇形段辊子的支托和驱动作用下,铸坯不断前进,同时受到喷水冷却,直到完全凝固。由于铸机有一定高度,前后辊之间有一定距离,坯壳在内部钢水静压力作用下产生变形,向外鼓出即通常所说的“鼓肚”,如图2所示。

鼓肚的铸坯在前进中受到下一对辊子的压缩,离开该对辊子后又鼓出来,这个过程在二冷区许多辊子之间同时不停地进行。如果这个过程是均匀、连续进行的,并且坯壳主要表现为塑性变形,那么两辊之间的圆弧形鼓肚就是对称的。在任意瞬间,扇形段里的铸坯液芯容积都保持不变或基本不变,这时在浇钢和拉坯相平衡的情况下,结晶器内的钢液面是稳定不动的,不会出现液面波动[1],如图3所示。

图2 铸坯鼓肚形成示意

图3 坯壳对称鼓肚示意图

当坯壳具有一定的强度或鼓出的坯壳不对称时,鼓肚在两辊之间的鼓出和压回过程连续但不均匀,液腔容积随时都在发生变化。扇形段的辊间距若相等,各辊之间的液腔变化就会同步进行,这时在很长的二次冷却区域内(如1#～6#段),各辊之间的液腔变化叠加之和会很大,液面波动就会很大,并呈现出一定节奏即周期性,液面波动一次的周期,就是铸坯通过两对导辊之间的时间,如图4所示。

但是,如果一个扇形段内的辊间距差别较大,或一个扇形段内的辊间距虽然相同、但相邻两个扇形段的辊间距差别较大,那么在任意时刻,在二次冷却区域内一定长度上的铸坯凝壳处于有的在鼓起,有的在压下的非同步状态。这样很多不同周期的变量叠加结果是大小相抵,近似恒值,其液腔总容积没有什么变化,也没有什么周期性变化,因此,结晶器液面就不会因铸坯鼓肚而出现波动,更不会发生周期性波动。

连铸坯在二冷区域1#～6#扇形段内冷却后坯壳厚度和强度已增加较大,在7#～13#扇形段辊子之间已表现不出“鼓肚”现象,因此对结晶器液面波动基本无影响。

图4 坯壳不对称鼓肚示意图

根据以上分析,认为造成攀钢2#板坯连铸机在生产强度较高的钢种时结晶器液位周期性波动的主要原因是弧形段1#～6#段辊径、辊间距相等,坯壳在辊子之间的液腔变化同步进行后叠加造成的。为了消除结晶器液位波动,必须优化辊列,打破弧形段1#～6#段等辊径、等辊间距的布置形式。

3 辊列优化方案

为了打破2#板坯连铸机扇形段1#～6#段等辊径、等辊间距的布置形式,使二次冷却区域内一定长度上的铸坯凝壳处于有的在鼓起,有的在压下的非同步状态,从而改善结晶器的液面波动,可以选择两段扇形段重新布置辊列。重新布置辊列的原则是:设备改造应尽可能地减少成本;喷嘴、液压缸等配套件尽量与现有通用;改造后的扇形段安装基础不变,与现有扇形段具有互换性;扇形段传动辊轴线位置不做改动,能与现有传动装置连接;维修区设备不做改动。

3.1 改变扇形段辊列的方案

方案一:不改变辊子数量,将2#、4#、6#自由辊径减小到ϕ200mm,且调整辊间距变为262mm。(如图5)

图5 方案一

方案二:减少一对辊子,驱动辊和自由辊径变为ϕ260 mm,辊间距变为339mm。(如图6)

图6 方案二

方案三:增加一对辊子,所有辊径变为ϕ200mm,辊间距变为236和260mm。(如图7)

方案四:增加一对辊,驱动辊辊径保持不变为ϕ230,自由辊径变为ϕ190 mm,辊间距变为229和249.5mm。(如图8)

3.2 四种方案扇形段的基本参数

四种改造方案扇形段的基本参数见表1所示。

3.3 四种方案优缺点比较

四种改造方案优缺点比较见表2所示。

图7 方案三

图8 方案四

由于重新布置辊列的扇形段安装在连铸机弧形区域的1#、2#扇形段上,生产过程中铸坯温度高、坯壳较薄。根据铸坯鼓肚量计算公式[2]:

式中:α为考虑铸坯宽度的形状系数;η为α的修正系数,对于一般板坯可取αη=1;ρ为钢水的密度;q为坯壳端点所受的载荷;B为铸坯的宽度;x为两辊间任意鼓肚量的位置;l为辊间距;I为梁的截面惯性矩;Ee是坯壳弹性模量;t为铸坯通过一个辊间距的时间。由上式可以得出辊间距增大,铸坯鼓肚量随之增大。

表1 扇形段基本参数

表2 方案优缺点比较表

经过比较分析,认为方案一、方案二辊间距太大,铸坯会产生较大的鼓肚而影响铸坯质量或造成漏钢事故,所以不能采用。方案三和方案四都是减小了辊间距,有利于防止铸坯鼓肚,同时打乱了辊间距规律,能够满足改造要求。但比较而言,方案四不用改动传动装置,而且驱动辊直径较大,承载能力较强,因此选用方案四,在2#板坯连铸机弧形区间的1#、2#扇形段,按方案四重新设计制造、安装上线,打破原铸机1#～6#扇形段等辊径、等辊间距的辊列布置形式。

4 改造扇形段强度验算

4.1 扇形段框架及驱动辊强度

按照方案四,改造的新扇形段安装基础、外形尺寸、驱动辊直径、驱动辊轴承型号等均与现场使用的原扇形段完全一致。现场使用的扇形段经过多年的使用后,验证其强度完全能够满足使用要求。

4.2 自由辊强度

新扇形段自由辊辊径由ϕ230 mm改造为ϕ190 mm,需要进行强度验算。自由辊受力如图9所示。

图9 扇形段自由辊受力图

辊子受到轴端轴承对辊子向上的支撑力,以及钢水对辊子向下的钢水静压力。这里假设钢水对辊子的静压力为均布载荷。这里针对扇形段2#段的最后一个辊子进行分析,这对辊子受到的钢水静压力最大。

钢水静压力

F=ρghS=173.6KN

式中:ρ为钢水比重;h为钢水液面到辊面的高度,h=7 348.1mm;S为板坯的宽度与辊间距的乘积,S=229×1 350mm2。

此时,所受最大弯矩Mmax=FL/8;

最大弯曲应力σmax=Mmax/W= 32.7Mpa;＜[σ];最大挠度υmax=5FL3/ 384EI=0.119mm;小于设计规范要求的最大挠度小于1mm[3-4]。

式中:L为铸坯最大宽度1 350mm;W为自由辊抗弯截面系数;W=πd3/32(d为自由辊直径);E为自由辊弹性模量;I为截面惯性矩I=πd4/64(d为自由辊直径)。

通过计算,将自由辊辊径改为ϕ190 mm是安全的。

4.3 自由辊轴承选用

根据如前计算自由辊承受的最大钢水静压力F=ρghS=173.6KN,单个轴承承受的径向载荷P=F/2=86.8KN;轴承转速n≤25r/min;预期寿命L10h=100 000h[4]。根据公式C=(P/ft)*(60n L10h/106)1/ε

式中:ft——轴承温度系数,取0.6[4]; ε——轴承寿命指数,滚子轴承ε=10/3。

计算出轴承应具有的额定动载荷为650KN。考虑扇形段轴承使用在高温环境及辊子对中误差,根据轴承手册,自由辊轴承选用24020 C4型号轴承是合适的。

5 使用效果

攀钢炼钢厂2#板坯连铸机改造后的扇形段于2009年12月31日上线使用。浇铸各种钢种时,结晶器液面非常平稳,特别是在浇铸过去液面周期性波动特别大的钢种时,液面也非常稳定,液面波动小于±3mm。辊列改造前后,浇铸相同P510L钢种时结晶器液面实时截图如图10、图11所示。

图10 辊列改造前液面波动截图

图11 辊列改造后液面波动截图

改造扇形段从2009年12月31日使用至2010年5月12日正常下线检修,检查扇形段框架、辊子开口度等,均未发现存在明显变形,开口度精度在0.2mm,内外弧度精度在0.5mm以内。改造扇形段完全能够满足连铸机使用强度要求。

6 经济效益

通过辊列优化改造后,浇铸汽车大梁钢(P510L)、管线钢等专项钢种时结晶器液面非常稳定,使过去不能浇铸或难以正常拉速浇铸的钢种实现正常浇铸,增加了2#板坯连铸机产品品种、结构,对公司整体产生经营创造巨大经济效益。

7 结论

攀钢2#板坯连铸机弧形区域1#～6#扇形段等辊径、等辊间距布置是造成浇铸强度较高的低合金钢种时结晶器液面波动的主要原因。通过改变连铸机1#、2#扇形段辊子数量和辊径,打破2#板坯连铸机弧形区域1#～6#扇形段等辊径、等辊间距的辊列形式,较好地解决了结晶器液面周期性波动问题。改造后的扇形段强度能够满足现场使用要求。攀钢2#板坯连铸机辊列优化改造对全国同类型连铸机解决类似问题具有很好的借鉴作用。

由于受检测条件和理论知识限制,针对扇形段辊径、辊间距对结晶器液面波动的影响只进行了定性分析,今后将有意识收集相关数据,为连铸机研究学者提供一些基础数据,以便建立相关理论模型,定量分析辊径、辊间距等对结晶器液面的影响,为连铸机设计提供理论基础。

[1] 程乃良,杨拉道,等.板坯连铸结晶器液面周期性波动的探讨[J].炼钢.2009,25(6).

[2] 王岩,赵美,常国威.连铸板坯鼓肚量的计算[J].辽宁工学院学报,2005,25(1).

[3] 刘明延,李平.板坯连铸机设计与计算[M].机械工业出版社,1990.

[4] 徐灏.机械设计手册第一卷[M].机械工业出版社,1991.

Panzhihua Iron and Steel Mill 2#Slab Caster Roll Out Optimized Transformation

LUO Dan
(Vanadium Recovery&Steelmaking Plant of PZH Steel,Panzhihua 617062 Sicha,China)

Through the analysis of Panzhihua Iron and Steel Mill No.2 slab caster mold level presence of cyclical fluctuations in the production process,Considered the main cause of mold level fluctuation is curved section area segments of roller diameter,roller spacing exactly the same, Slab caused during the forward movement of liquid core volume change simultaneously,In the secondary cooling zone longer period fluctuations superimposed causing mold level fluctuations. To break the liquid core volume change synchronization problems,The curved section 1#,2#segments roll out re-design,manufacture and installation,to solve the problem of mold level fluctuation.

slab;casting;mold;level fluctuation;roll out;optimization

TF341 TF777

:B

1001-5108(2015)03-0056-06

罗丹,高级工程师,主要从事冶金设备管理。