Исследование вторичного охлаждения в слябовой машине непрерывного литья заготовок

УДК 621.746. 27

С.В. Лукин, Д.В. Поселюжный

ИССЛЕДОВАНИЕ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ В СЛЯБОВОЙ МАШИНЕ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ЗАГОТОВОК

В статье описана методика и результаты исследования теплообмена в зоне вторичного охлаждения ролико-форсуночной машины непрерывного литья, основанные на измерении температуры поверхности сляба и математическом моделировании процесса охлаждения и затвердевания сляба.

Машина непрерывного литья заготовок, вторичное охлаждение, измерение температуры поверхности сляба.

In the paper the method and results of the secondary cooling investigation in the slab continuous casting machine are described. The method and results are based on measuring of the slab surface temperature and on mathematical modeling of the slab cooling and solidification processes.

Continuous casting machine, secondary cooling, measuring of the slab surface temperature.

В зоне вторичного охлаждения (ЗВО) криволинейных ролико-форсуночных слябовых машин непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) интенсивность теплообмена на поверхности стального сляба определяется взаимодействием сляба с роликами и с факелом охлаждающих форсунок. Теплообмен поверхности сляба с факелом водовоздушных форсунок зависит от типа применяемых форсунок, от степени распыления воды, от расположения форсунок относительно сляба и роликов, от температуры поверхности сляба и т.д. Количество теплоты, отводимое от сляба роликами в ЗВО, является значительной статьей в тепловом балансе ЗВО МНЛЗ и зависит от диаметра и шага роликов, от скорости разливки, ширины сляба, марки и начальных параметров разливаемой стали, т. е. от большого количества факторов, которые сложно учесть теоретически. В последнее время на некоторых криволинейныех МНЛЗ (например, МНЛЗ № 2 и 3 сталеплавильного производства ЧерМК ОАО «Северсталь») в системе автоматического управления МНЛЗ регистрируются расходы и нагрев воды во всех роликах МНЛЗ, однако при управлении охлаждением сляба эти данные практически никак не используются.

В настоящее время теплообмен в ЗВО исследуется на основе экспериментальных данных, поскольку теоретическое описание данного процесса весьма затруднено. Лабораторные исследования форсуночного охлаждения имеют тот недостаток, что в них невозможно учесть теплообмен сляба с роликами. Известные методы исследования теплообмена в ЗВО в промышленных условиях основаны на измерении температуры оболочки слитка при его движении вдоль технологической оси [5] либо на измерении температуры поверхности слитка в отдельных секциях ЗВО [1]. При обработке экспериментальных данных вычисляются обычно средние коэффициенты теплоотдачи в отдельных секциях ЗВО, определяющие суммарную теплоотдачу при взаимодействии сляба с роликами и факелами форсунок. В работе [2]

разработан способ определения теплообмена в ЗВО на основе исследования теплового баланса бункера ЗВО, предполагающий измерение температуры и расхода паровоздушной смеси, удаляемой из бункера.

В данной работе приведены результаты исследования теплообмена в ЗВО МНЛЗ № 3 сталеплавильного производства ЧерМК ОАО «Северсталь», основанные на измерении температуры поверхности сляба в секциях ЗВО, количества теплоты, отводимой отдельными роликами, на математическом моделировании процесса затвердевания сляба в кристаллизаторе и ЗВО. ЗВО МНЛЗ состоит из нескольких секций, в которых подача охлаждающей воды на форсунки регулируется независимым образом. Криволинейная слябовая МНЛЗ № 3 производства «Уралмаш» имеет в ЗВО две секции с водяным охлаждением (сразу после кристаллизатора) и семь секций с водовоздушным охлаждением.

Температура поверхности широкой грани сляба в зоне вторичного охлаждения измерялась с помощью инфракрасного пирометра ЯауЯ312ЫБСЬ20, предназначенного для измерения температур от 200 до 1800 °С. Измерение температуры производилось в ЗВО на отметках г = 11,9; 15,4; 19,7 м технологической оси МНЛЗ для различных марок стали, сечений сляба и скоростей разливки. Температура поверхности широкой грани измерялась в центре и на расстоянии 150 мм от узких граней сляба; из трех значений температуры определялось среднеарифметическое. Так, при разливке стали марки 22ГЮ в слябы сечением 1450 х 250 мм на МНЛЗ № 3 (5-й ручей) при стационарной скорости разливки 0,8 м/мин, при температуре жидкой стали в промковше /0 = 1542 °С средняя по ширине сляба измеренная температура поверхности в разные моменты времени на указанных отметках принимала значения, показанные в виде точек на рис. 1.

Рис. 1. Изменение температуры поверхности сляба вдоль технологической оси

На отметке г = 11,9 м измеренная средняя температура поверхности колебалась в диапазоне 942 -989 °С (в среднем 967 °С); на отметке г = 15,4 м - в диапазоне 913 - 956 °С (в среднем 925 °С); на отметке г = 19,7 м - в диапазоне 941 - 985 °С (в среднем 960 °С). Колебания температуры обусловлены как изменением локальной степени черноты поверхности металла е (в пирометр заводилось значение е = 0,81), так и относительно небольшими колебаниями расходов воды на форсунки.

Расходы воды на охлаждающие форсунки секций ЗВО при скорости 0,8 м/мин по малому радиусу МНЛЗ при мягком режиме охлаждения, а также длины секций ЗВО приведены в табл. 1, где Свод(') -расход воды на форсунки 1-й секции, м3/ч; g(i) -удельный расход воды на единицу площади широкой грани сляба '-й секции, м3/(м2 • ч); /(') - длина '-й секции, м; i = 1, 2, ..., 9 - номер секции.

В работах [2], [3] показано, что средняя плотность теплового потока, отводимого от поверхности широкой грани сляба в '-й секции, может быть определена по выражению

ч

где 2(0 - тепловой поток, отводимый от широкой грани сляба в '-й секции; Р(') - площадь поверхности широкой грани сляба в '-й секции, равная Р (') = А • / ('), где А - ширина сляба, м; /(') - длина

'-й секции, м; g (') = Свод (')/р (') - удельный расход воды на форсунки данной секции; к(') - эмпирические коэффициенты; чрол(') - плотность теплового потока, отводимого роликами в '-й секции, которая определяется выражением

Чрол

где св = 4,19 кДж/(кг • К) - теплоемкость воды; Срол(') - расход воды через ролики в '-й секции, кг/с; Л/рол(0 - средний нагрев воды в роликах '-й секции, °С. В АСУ МНЛЗ № 3 измеряются расход и нагрев воды, охлаждающей отдельные ролики, поэтому величину чрол('') можно определить экспериментально в любой момент текущего времени с помощью выражения (2). Экспериментально установлено, что плотность теплового потока чрол('), отводимого роликами, зависит от скорости разливки и для разных секций колеблется в диапазоне 110 - 150 кВт/м2 [3].

Таблица 1

Расход воды при V = 0,8 м/мин и длина отдельных секции ЗВО

Расход воды Номер секции

I II III IV V VI VII VIII IX

Свод(г), м3/ч 6,1 8,0 3,6 1,8 1,45 1,09 0,73 1,09 0,7

g(i), м3/(м2 • ч) 9,3 4,8 1,2 0,77 0,61 0,41 0,28 0,17 0,11

/('), мм 450 1140 2110 1562 1650 1825 1825 4310 4330

Для заданного сечения сляба и режима охлаждения коэффициенты к(г'), входящие в формулу (1), принимались одинаковыми для секций ЗВО с водо-воздушным охлаждением, т.е. для секций с номером I = 3, 4, ..., 9 к(г) = к. Определение коэффициента к производилось на основе измеренных значений температуры поверхности широкой грани сляба в ЗВО и моделирования процесса охлаждения и затвердевания сляба в МНЛЗ с учетом теплоты, отведенной роликами.

Математическое моделирование процесса затвердевания сляба в МНЛЗ производилось на основе квазиравновесной модели затвердевания [5] с целью расчета температуры поверхности сляба. Температурное поле сляба для стационарного режима разливки описывается уравнением

Э?

Сэф (?)• Р(?)• V^ =

где Н @ 0,825 м - рабочая высота кристаллизатора (при высоте рабочих стенок 900 мм); «тах @ 2,5 МВт/м2 -максимальная плотность теплового потока на уровне мениска; дкр - средняя плотность теплового потока

к рабочей стенке кристаллизатора; при стационарной скорости разливки V, м/мин, получено выражение для расчета «:

«к

= 1,181^, МВт/м2.

Граничное условие в секциях ЗВО № 1, 2 с водяным охлаждением имеет вид

-X-Э?/Эх| =0 = а(/И^ -?в), г'(/ )< г < г'(/), г = 1, 2,

=^(')Ш('Ш <3>

0 < г < ¿раСЧ, 0 < X < В,

где ? - температурное поле сляба; г - координата технологической оси, отсчитываемая от уровня жидкого металла в кристаллизаторе; х - координата, перпендикулярная поверхности сляба; Сэф, р, 1 -эффективная теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности стали; £расч - расчетная длина МНЛЗ; В - половина толщины сляба, которая много меньше его ширины А.

Начальное условие имеет вид

? = 0 < х< В,

1г=0 '

где - температура стали, поступающей в кристаллизатор.

Внутри сляба задается условие тепловой симметрии:

Э?/Эх|х= в = 0, 0 < Г < ¿расч.

Граничное условие в кристаллизаторе имеет вид

-X-Э?/Эх|х=0 = Чкр

где величина «кр(г) определяется по полученному выражению:

>(г )=9кр •4Шг •

2 • [1+16 •( «кр/ «тах )4 ( Н/г )2 - [1 +16 •( «кр/«тах )4 ( Н/г )2

-14

-5/4

где а(0 - средний коэффициент теплоотдачи, Вт/(м • К), определяемый по выражению [5]: а (г ) = 165 + 55 • g (г),

где = м3/(м2 • ч); ?в - температура охлаждающей воды.

Граничное условие в секциях № 3 - 9 с водовоз-душным охлаждением имеет вид

-X •Э?/ Эх|х0 = «(г), /(г)< г < г"(г), г = 3, 4, ... , N,

где г (г), г"(г') - координаты начала и конца г-й секции; N - число секций ЗВО; величины «(г) определяются по выражению (1), где дрол(0 вычисляются на основе экспериментальных данных по расходам Срол(г) и нагреву воды Дрол(0 в отдельных секциях МНЛЗ; g(i) определяются на основе экспериментальных данных по расходам воды на форсунки отдельных секций Овод(/'). Коэффициент к определяется в процессе моделирования.

Система уравнений (3) - (8) решалась численно на ЭВМ методом конечных разностей при различных значениях коэффициента к. Теплофизические свойства стали (Сэф(?), р(?), 1(?)) выбирались такими же, как для стали марки 22ГЮ; начальная температура жидкой стали ?0 = 1542 °С, скорость разливки V = 0,8 м/мин.

Моделирование затвердевания сляба при различных значениях к в диапазоне 150 - 250 кВт • ч/м3 показало, что на отметках технологической оси г = = 11,9; 15,4; 19,7 м (в секциях с водовоздушным охлаждением) расчетная температура поверхности сляба ^ (где] = 1, 2, 3) почти линейно зависит от коэффициента к:

(к ) = а1 - Ъ1 •к,

где коэффициенты а^ и Ъ зависят от координаты г и приведены в табл. 2.

Таблица 2

Значения коэффициентов а и Ь

г,, м 11,9 15,4 19,7

а, °с 1201 1139 1134

Ь , (м3 • °С)/(кВт • ч) 1,17 1,03 0,91

Таким образом, для сляба шириной 1450 мм при температурах поверхности сляба в диапазоне 950 -1000 °С на криволинейной ролико-форсуночной МНЛЗ № 3 зависимость плотности теплового потока, отводимого от сляба в '-й секции с водовоздуш-ным охлаждением, может быть определена по выражению

Рассчитывалось среднеквадратичное отклонение расчетной температуры /(к) от среднестатистической измеренной средней температуры поверхности сляба

/j в трех точках технологической оси г = 11,9; 15,4;

19,7 м при различных к по выражению

Ч (') = 196 • g (') + чрол (').

А = ,/№)•

где / = 967 ; /2 = 925 ; /3 = 960 °С. Минимальное значение величины А, определяемой выражением (9), равное примерно 7 °С, приходится на значение к @ @ 196 кВт • ч/м3. На рис. 1 показано расчетное изменение температуры поверхности сляба вдоль технологической оси МНЛЗ при к @ 196 кВт • ч/м3.

Если учесть, что погрешность определения средней температуры поверхности сляба пирометром составила ±10 °С, то погрешность определения коэффициента к составляет примерно ±10 кВт • ч/м3.

Для проверки адекватности полученной модели охлаждения использовались экспериментальные данные по температуре поверхности, полученные для сляба того же сечения и той же марки стали при скорости разливки 0,7 м/мин. Расходы воды на форсунки при этой скорости разливки приведены в табл. 3. При моделировании затвердевания принимали к = = 196 кВт • ч/м3. Значения чрол('') определялись по экспериментальным данным.

На отметках г = 11,9; 15,4; 19,7 м расчетная температура составила, соответственно, 975, 959, 985 °С, тогда как среднестатистическая измеренная средняя температура широкой грани сляба на этих отметках при скорости 0,7 м/мин составила 987, 967, 986 °С. Среднеквадратичное отклонение А расчетных температур от измеренных температур, рассчитанное по формуле (9), в данном случае составляет 8,5 °С, что меньше погрешности измерения температуры пирометром.

Зависимость (10) может быть использована при регулировании охлаждения сляба в секциях с водо-воздушным охлаждением. Обычно при этом используют зависимость коэффициента теплоотдачи на поверхности сляба а = д/(/п - /в) (/п - средняя температура поверхности сляба в секции) от влияющих факторов, однако это не совсем оправданно. Так, в проектно-исследовательской организации «Уралмаш -Металлургическое оборудование» при экспериментальном исследовании водовоздушных форсунок установлено, что средний коэффициент теплоотдачи при охлаждении высокотемпературной стальной поверхности зависит от температуры поверхности /п согласно выражению [4]:

а

'(/и/900 )-

Из выражения (11) следует, что при увеличении температуры поверхности от 900 до 1100 °С коэффициент теплоотдачи а уменьшается на 26 %, тогда как плотность теплового потока ч уменьшается всего на 10 %. Кроме того, выражение (11) не учитывает теплообмен сляба с роликами. При рациональном охлаждении сляба в ЗВО температура поверхности сляба вдоль технологической оси изменяется незначительно, поэтому при описании теплообмена на поверхности сляба удобнее использовать зависимость плотности теплового потока от влияющих факторов, например, в виде (10).

Таким образом, в статье приведены результаты исследования теплообмена в ЗВО в криволинейной ролико-форсуночной МНЛЗ на основе измерения температуры поверхности сляба в секциях ЗВО, измерения тепловых потоков, отводимых роликами, и математического моделирования процесса затвердевания сляба в МНЛЗ.

Таблица 3

Расход воды (полный и удельный) в отдельных секциях ЗВО при V = 0,7 м/мин

Расход воды Номер секции

I II III IV V VI VII VIII IX

Свод(г), м3/ч 5,7 7,5 3,2 1,6 1,27 0,95 0,70 0,00 0,00

g(i), м3/(м2 • ч) 8,7 4,5 1,04 0,69 0,53 0,36 0,26 0,0 0,0

Список литературы

1. Исследование теплоотдачи в зоне вторичного охлаждения сортовой машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, В.В. Плашенков, М.А. Образцов и др. // Известия вузов. Черная металлургия. - 2009. - № 1. - С. 47 - 51.

2. Контроль процесса теплоотдачи от сляба в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков, А.В. Зверев и др. // Известия вузов. Черная металлургия. - 2007. - № 5. - С. 61 -66.

3. Лукин, С.В. Исследование охлаждения сляба в зоне вторичного охлаждения криволинейной машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Н.Г. Баширов, В.Г. Гофман // Известия вузов. Черная металлургия. - 2010. -№ 1. - С. 50 - 54.

4. Машины непрерывного литья заготовок / Л.В. Буланов, Л.Г. Корзунин, Е.П. Парфенов и др. - Свердловск, 2004.

5. Тепловые процессы при непрерывном литье стали / Ю.А. Самойлович, С.А. Крулевецкий, В.А. Горяинов и др. -М.: Металлургия, 1982.

УДК 678.4: 66.021.4:678.058

С.Ю. Осипов, Ю.Р. Осипов, С.В. Волкова

ВЗАИМОСВЯЗЬ ДЕФОРМАЦИОННЫХ И ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ ГУММИРОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ

В статье даны результаты исследования взаимосвязи пластических деформационных и тепломассообменных процессов при изготовлении гнутых профилей из резинометаллических листов, определены напряжения в зонах сжатия и растяжения металлической основы и резинового покрытия и радиусы нейтрального слоя гуммированного листа при пластической деформации.

Тепломассообмен, вулканизация, гуммированные изделия, пластическая деформация, резинометаллический, метод, изгиб.

The paper presents results of an investigation of plastic deformation and heat-mass exchange processes in the production of bent profiles out of rubber-metal sheets, determines value of stresses in the zones of compression and extension of the metal base and rubber coating and radii of the neutral layer of the rubberized sheet during plastic deformation.

Heat-mass exchange, vulcanization, rubberized products, plastic deformation, rubber-metal, method, bending.

До настоящего времени вулканизацию покрытий проводили преимущественно на готовых металлических изделиях [1]. Однако в промышленных условиях возможно не только нанесение резинового покрытия на металлические листы, полосы, но и изготовление из них различных изделий методами пластической деформации: штамповкой, гибкой и др. [5], [8], [11].

Целью настоящей работы являлось изучение условий получения резинометаллических изделий: максимального угла изгиба, при котором отсутствуют микротрещины в покрытии и исключено его отслаивание от металлической основы; давления эластичной среды, требуемого для получения прямолинейного борта в деталях с плоской стенкой; радиуса нейтрального слоя и т.д.

Исследовались образцы металлических листов с эластомерным покрытием. В качестве материала основы была выбрана сталь марки Ст3сп. Покрытие получали вулканизацией, используя обкладки из резины марки 2566, 1976, 1390, 1395, 2023 и из эбонита марки 1814, 1951, 1627,1752 [10].

Как известно, на процесс тепломассообмена при вулканизации эластомерных покрытий влияет большое число факторов (температура термообработки, ее продолжительность, толщина металлического слоя и обкладки, состав и технологические свойства резиновых смесей, скорость ожижающего агента и

т. д.). Поскольку учесть полностью их влияние невозможно, использовали методику рационального планирования эксперимента [6]. В результате были выбраны следующие факторы и их величины: температура - 413, 418, 423, 428 К; продолжительность вулканизации - 1800, 2700, 3600, 4500 с для эбонитовых и 600, 1200, 1800, 2400 с для резиновых обкладок: толщина стальных подложек - 1, 2, 3, 4 мм; толщина эластомерных обкладок - 1,5; 3; 4,5; 6 мм (для резин, толщина каландрованного слоя которых составляет 1,5 мм, например марки 2566 и эбонитов марок 1814 и 1752) и 4,5; 7,5; 10,5; 13,5 мм (для резин с толщиной каландрованного слоя 3 мм, например марки 1976 и 1390).

После горячего крепления эластомерных покрытий (в необходимых случаях резины крепили к металлу через эбонит) готовые листовые резинометал-лические изделия подвергали пластическому изгибу. Методика эксперимента заключалась в приложении сосредоточенной нагрузки в середине свободно лежащего на двух опорах образца и определении максимального угла изгиба, при котором отсутствуют микротрещины в покрытии и отслаивание его от металлического листа.

Из условия совместности деформаций и пренебрежимо малой жесткости эластомерного покрытия можно принять, что нейтральная ось всего листового