美国ISG雀点厂1号连铸机的动态辊缝控制–技术创新和操作成果R. Fash, P. Vielkind, D. Bederka, T. Lonsbury –ISG Sparrows Point /USAH. Gilles, B. Kocatulum –I S G Bethlehem/USAJ. Brower –V AST/USA前言2000年的5月/6月间国际钢铁集团（前身是伯利恒钢公司）雀点分公司使用现代化的“宽板坯连铸机”更换1985年最好的1号连铸机。

项目的目标是使其具有生产较宽（2640 mm）、较厚（达304mm）和较高质量的板坯的能力，主要供给ISG宾夕法尼亚中板分厂的炉卷轧机，任务是以创记录的时间设计和安装机器，将现有连铸机的操作中断减少到最低限度。

铸机的机械设计实现了板坯宽度和标称厚度的目标，板坯的质量需求要对结晶器、振动器、冶金冷却和机器辊缝控制方案作一定深度的评价。

最后，批准的设计包括带有轻夹紧装置的直结晶器，液压振动器，气/雾二次冷却和带有铸流锥度自动控制的分段式连铸机。

与雀点厂要求相关的宽板坯连铸机最主要的创新特点是独特的铸坯锥度自动控制和在铸坯固化区提供DynaGap 轻压下的有关软件。

为了在模型能达到预期目的能力方面获得最大信心，ISG在制造和组装地进行了彻底试验。

在试验阶段，人们发现在扇形段上的电子辊缝控制装置和实际辊缝测量值之间不一致。

另外在确定铸流凝固点的位置方面还有不确定性。

在当时，世界的任何地方应用此项技术的经验都还有限。

由于经设备试验和对动态辊缝控制模型的评价，ISG和设备设计人员一起开发了两种附加装置，用来提高和帮助验证DynaGap轻压下技术。

第一个开发成果是“系杆延伸”系数，其将补偿观测到的辊缝差。

第二项开发成果是在扇形段安装压力传感器监控和评价通过扇形段液压缸施加于铸坯的力，以实现和保持辊缝设定点。

最后的分析是连铸机的质量性能，用硫印和电子低倍浸蚀试验来进行评价。

铸流锥度/厚度自动控制(DYNAGAP) (现在为动态辊缝调节(DYNAGAP))为了改善中心条件，糊状区的轻压下是用液压可调的扇形段实现的。

辊缝形状的设定点是以与钢种有关的实际设定值和图1所示的有关铸流的热控信息中推导出来的。

热控信息是以DYNACS®冷却模型[1]中获得的。

动态辊缝调节(DynaGap) 模型[2]和DYNACS®冷却模型是由VAI开发的。

图1:辊缝调节–轻压下静态–为了在连铸机中产生固定辊缝，设计了静态方法。

这里确定了两类静态方法：平行辊缝和锥形辊缝。

静态辊缝方法也用作为动态辊缝调节的辅助方法。

动态–这类方法的目的是在图2a 和2b中所示最终凝固点附近的预定范围内实现主要厚度减薄。

在凝固范围内预定的逐段线性压力功能块是用来计算辊缝图形的设定点。

动态辊缝方法可以通过机器，比如在中间包快速更换或浸入水口更换时安全跟踪冷钢件。

steady state conditions5 min after speed reductionmin8 min after speed up toThermalationActualessOperatornce凝固点附近进行轻压下。

图2b:轻压下与液芯的通讯目标特殊辊缝方法–ISG 预计在宽板坯连铸机上浇铸大百分比的中板钢种，以便给Lukens 的生产线供应板坯。

为了生产中板，最主要的是浇铸厚度精度，因为板坯偏差会导致收得率损失。

因此，应对辊缝方法进行调节，这样在带有或不带有轻压下的情况下最终板坯厚度连续的。

对于254mm 板坯，辊缝方法表示从足辊到夹持端部的最大压下量为8.1mm 。

总的大压下量归因于预计的静态锥度，加上根据各种钢种的2.3 至 4.3mm 典型轻压下量。

浇铸开始-浇铸装置结束–在开始浇铸时以及在浇铸结束时部分铸流设计为平行辊缝浇铸。

这就最大限度地减少了铸流冷却部分通过铸机扇形段上的力。

一旦头端通过扇形段，扇形段将收到静态或动态辊缝法的新的设定点。

在浇铸过程中，扇形段的所有移动都是按照下列各项进行控制的。

§辊缝§调节速度§扇形段斜度§扇形段至扇形段的过渡§实际位置偏离设定点的偏移量结果是铸机从一开始到结束都在厚度公差范围内，切头切尾除外。

在线系统以在线系统为基础的服务器综合有二级系统，不过还可独立运行。

服务器是由两个部件组成。

跟踪部件在线周期修改所有有关铸坯特性，比如实际厚度、铸坯温度分布及凝固范围。

设定点计算器部件采用了跟踪部件提供的数据（温度场、辊缝方法），以及确定新辊缝设定点。

如果变更辊缝法的话，应通过铸坯导向系统跟踪影响范围，这样正如图3所示的时间中，连铸机上有一个以上的辊缝法有效。

图3:辊缝法影响范围自动化对于位置调节，扇形段在扇形段角落配置有液压缸。

每个扇形段具有相应的扇形段控制器，其负责：n 通过减少液压阀的转换率将最后规定的扇形段输入和扇形段输出位置保持在定位公差0.15 mm 范围内。

n 达到新规定的设定点。

n 检查液压和电气设备的功能。

扇形段偏差的补偿板坯连铸机的主要部件包括结晶器、弯钢机和从弯钢机到铸坯出口的15个扇形段。

扇形段有三种类型：六个弧形段，两个矫直段和7个水平段。

每个扇形段具有独立的辊缝控制。

图4示有典型扇形段布置图。

4个液压定位缸施加钢水静压所需的力。

4个较小的提升缸装备有反馈控制系统的位置测量装置(LVDTs)控制和保持铸坯辊缝。

定位缸位于扇形段每一端的0.28扇形段长度的距离。

在所有扇形段上，将测量每个液压缸每一侧的压力，并且用于计算保持辊缝所需的定位力。

图4:典型扇形段布置图ISG 和VAI 在组装车间对扇形段的验收试验过程中，人们发现在从扇形段去除机械“废油”之后，实际测量扇形段辊缝和LVDT 测得的辊缝读数差为2mm 。

为了进一步研究和了解辊缝偏差现象，进行了计算研究和现场试验。

首先进行了有限元分析，以评价静态钢水负载下扇形段变形。

正如图5所示，结果表明为了使变形保持小而恒定，对称辊缝位置控制系统是非常重要的。

对于其中每三个不同扇形段类型（弧形、直、水平）应进行弹性偏差计算。

图5:扇形段偏差的有限元模型结果二次评价技术包括模拟静态负载下的现场辊缝测量值。

扇形段中所有7个辊子的3个相对坯壳的每个坯壳之间布置有总共21个千斤顶，用于模拟图6所示的不同静态钢水负载。

结果表明随着辊子上的静态钢水负载上升时线性辊缝增加，图7。

图6:负载模拟设定值和偏差测量值千斤顶的液压力和测量辊缝之间的线性关系表明扇形段的变形为弹性。

千斤顶的压力和辊子负载之间的关系表明与有限元计算结果完全吻合。

图7:扇形段中心挠度测量结果在没有钢水负载的情况下进行的扇形段辊缝校准试验中发现LVDT 读数和辊缝的人工测量之间有约1mm 的第二次误差。

这一发现表明与有限元计算结果完全吻合。

4个提升缸与拉杆的轴线偏心布置。

它们牢固地连接到下面的内框架，上面的销钉连接到“星形”框架上，将所有4个液压缸连接在一起。

为了确定误差的原因，使用星形框架和提升缸连接点周围布置的一系列刻度显示器来进行试验。

结果表明，在提升缸施加压力时，正象LVD T 所探测到的那样，星形框架略为向下偏转，甚至在没有发生实际辊缝变化时，此力转换成辊缝偏差。

由于这是一个只有在不施加钢水静压力时的静压偏差条件，因此，它可以在扇形段校准过程中进行补偿，并且在运行过程中保持恒定，因为提升液压缸的液压力保持不变。

图8：0.84m /分钟时低碳钢的力和辊缝图形除了评价由于钢水静负载引起的辊缝偏差外，还应考虑辊子轴承的影响，试验液压千斤顶进行了补充试验，获得了辊子负载和轴承辊缝引起的辊缝偏差之间的线性关系。

这是一个保持恒定的附加辊缝偏差校准值。

总的调查结果是采用工艺模型计算辊负载，其为钢水静压力、辊（节）距、浇铸宽度和速度函数。

这些参数代表动态补偿要求，而星形框架和轴承“废油”计算代表了静态补偿要素。

结果是获得了一个辊缝校准数，使雀点厂的宽板坯连铸机能高精度测量和控制辊缝。

254.0254.5255.0255.5256.0256.5257.0257.5J ack Pressure, barG a p T o o l R e a d i n g [m m ]操作结果铸流的力和辊缝图形在图8-10中以三种情况介绍了测量和定位力和测量的辊缝图形，还显示有从铸机几何形状、浇铸宽度和坯壳厚度图形计算的钢水静压力。

左侧的竖轴是铸坯每米宽度的力。

扇形段边界用垂直虚线表示，而计算的固相线位置是用垂直点划线表示。

图8示出了在0.84 m/分的稳定浇铸速度下为低碳钢测得的力和测得的辊缝。

在这一特殊条件下，辊缝在260mm左右时基本平行。

这种异常条件是在投产期发生的，尽管如此，它还是提供了有价值的深入了解扇形段力的情况。

在扇形段 1 至7显示了计算的钢水静压力。

该力在固相线点前达到最大为406 kN/m。

在矫直段，钢水静压力均化，浇铸达到了水平位置。

测量的定位力一般接近于计算的钢水静压力，直至接近最终凝固前。

在最终凝固点附近产生最大的力，此后定位力由于凝固的铸坯收缩，而辊缝保持恒定，快速下降到很低的数值。

图9:低碳钢在0.86 米/分的浇铸速度下力和辊缝图形图9示出在0.86 米/分的恒定浇铸速度下低碳钢测量的力和测量的辊缝图形。

此处的辊缝变换主要用于补偿铸坯的收缩量。

在扇形段7有斜度为1.0 mm/m的轻压下。

轻压下完全在固相线位置的前面。

8至15 区段的辊缝设定值主要用于补偿铸坯收缩量。

在扇形段12的前半个之前的定位力下降，在此点该力又上升表示铸坯收缩比率超过固相线点和扇形段12间之的辊缝变化速率，而辊缝变化速率大于扇形段12和扇形段15之间的铸坯收缩率。

图10:低碳钢在1.27 米/分下的力和辊缝图形图10示出低碳钢在1.27 米/分的较高浇铸速度下测得的力和辊缝图形。

在此种情况下，固相线点位于扇形段11端部附近。

在扇形段11中进行轻压下。

注意，在水平段9-11由于提高窄面坯壳厚度而引起的有效宽度下降，钢水静压力下降。

在固相线点和铸机端部之间定位力由于铸坯收缩率快于辊缝变化率单独下降。

图8和图9的比较表明在高速浇铸时，后固相线轧制力的幅度较大。

固相线点的位置从图8-10中可以看到最大定位力的位置很靠近固相点的计算位置。

为了生成此观测值，应分析稳态情况，包括最经常浇铸的钢种，并且还应分析典型的浇铸速度值。

在任何情况下最大力的位置应与固相线位置相比较。

正如图11所示，结果是正常分布，平均值为-0.41米，标准偏差为0.87米，负号表示在铸坯完全凝固前一般会产生最大力。

最大力和凝固位置之间的距离，83%的情况为±1.14米范围内（水平扇形段长度的1/2）。

这样会出现最大定位力的位置是固相线点位置的合适指标。