книги из ГПНТБ / Непрерывная разливка стали на радиальных установках

ности металла в кристаллизаторе. Исходя из условия равновесия, можем записать

Согласно выражению (89), максимально возможную высоту подъема мениска h0 можно определить по форму­ лам:

у медной станки для радиуса Яось+О/2

У

(90)

у медной стенки для радиуса Я0Съ— D/2

М.

(91)

100

Расчеты по формулам (90) tu (91) хорошо согласуются о экспериментальными данными. Размеры мениска и его влияние на состояние наружной поверхности криволи­ нейного слитка определили на непрерывных слитках се­ чением 75X600 мм из спокойной углеродистой стали. Кристаллизатор имел радиусы медных стенок г=5005 мм и Д=Б080 мм, поверхность жидкого металла располага­ ли «а расстоянии 260 мм от горизонтальной оси из цент­ ра кривизны. Смазкой стенок служил парафин.

В одном опыте в струю металла вводили радиактивную серу S35 в количестве 300 мК в алюминиевых ампу­ лах и мгновенно прекращали разливку, в другом — ам­ пулу с S35 вводили на поверхность мениска жидкой ста­ ли. После обработки продольных темплетов снимали ра­ диограммы. Наружную поверхность слитка перед порез­ кой на темплеты подвергали дробеструйной обработке, после чего подсчитали расстояния между гребнями волн на поверхности слитка на широких гранях через каждые 100 мм. На радиограммах четко зафиксировалась гео­ метрическая форма мениска по обеим криволинейным сторонам. Высота мениска на стыке жидкой стали со стенками оказались равной соответственно 4,12 и 3,81 мм. Величина расстояний между гребнями складок по сто­ роне R равна 3,704 мм (среднее из 2136 измерений), по стороне г равна 4,082 мм (среднее из 4833 измеренг'й).

Для измерения профиля складок на слитке разметили (через 0,5 мм) ряд складок и высоту соответствую­ щих точек замерили индикатором. По результатам изме­ рений построили профиль складок на противоположных криволинейных сторонах. Высота мениска жидкой стали, рассчитанная по формулам (90), (91) для условий про­ веденных опытов, на стороне R0сь+7)/2 оказалась равной 3,58 мм, на противоположной стороне 3,74 мм, что хоро­ шо согласуется с экспериментальными данными.

Следовательно, в зависимости от расположения по­ верхности жидкого металла з кристаллизаторе относи­ тельно горизонтальной оси из центра кривизны частота циклов формирования складок на противоположных криволинейных сторонах заготовки различна. Она может быть больше на стороне R0сьЧ'^/2 и меньше на противо­ положной стороне в случае расположения мениска вы­ ше горизонтальной оси. При другом варианте располо­ жения мениска наблюдаются обратные соотношения.

101

Складчатость зависит от радиуса криволинейной оси слитка, толщины слитка и расстояния от горизонтальной оси до мениска жидкой стали в кристаллизаторе. Если воспользоваться уравнениями (132) — (136), определя­ ющими связь между толщиной слитка и радиусом его криволинейной оси, то легко убедиться, что для реаль­ ных условий складчатость различается на 0,3—0,5 мм.

В промышленных условиях при относительно боль­ ших значениях радиуса кристаллизатора по сравнению с толщиной отливаемого слитка основным параметром, оп­ ределяющим различие профил»; поверхности радиально­ го непрерывного слитка по противоположным криволи­ нейным сторонам, является высота мениска металла над горизонтальной осью, проходящей через центр кривизны. Если эта высота равна 0, то и указанное различие соста­ вит 0. Следовательно, для получения одинакового про­ филя поверхности целесообразно, чтобы поверхность ме­ ниска совпадала с горизонтальной осью, выходящей из центра кривизны. Если же по другим соображениям сде­ лать этого нельзя, то следует, определив высоту мениска по приведенным формулам, принять меры для его умень­ шения, применяя для этого соответствующие смазки сте­ нок кристаллизатора или разливку под слоем жидкого экзотермического шлака [106].

Теплопередача на участке поверхность слитка — мед­ ная стенка осуществляется также путем излучения. В этом случае согласно данным [14], проводимость опре­ деляется

где еПр— приведенная степень черноты при теплообмене

Т2 — средняя температура поверхности медной стен­ ки, °к.

Температуру поверхности слитка в кристаллизаторе можно принять 1200°С; температуру поверхности медной стенки мо^но принять равной 100°С,

103

В этом случае

—— = 151,3 Вт/(м2-град) [130 ккал/(м2 чград)[. ^изл

Определим среднепредставительное значение пере­ грева жидкой стали, перемещающейся вдоль фронта за­ твердевания. При этом допускаем следующую схему ох­ лаждения стали: перегретый металл доставляется стру­ ей на глубину LCTр и затем в Биде потоков поднимается к мениску (см. рис. 22). Последовательность вывода со­ отношения, характеризующего температуру перегрева, изложена ниже:

dX

аX— — ;

находим

А= / (Тзата )■

Для интегрирования выражения (93) необходимо для ус­

103

Для определения коэффициента теплоотдачи от жид­ кой стали к затвердевшей оболочке воспользуемся фор­ мулой

V — коэффициент кинематической вязкости; а — коэффициент температуропроводности;

,f — коэффициент гидравлического сопротивления;

где Шп — скорость потока, м/ч.

После подстановки в уравнение (93) получим

104

Рис. 30. Номограмма для определения средней величины перегре­ ва жидкой стали, движущейся вдоль фронта затвердевания

Для определения Уг, н в зависимости от указанных па­ раметров построена номограмма (рис. 31).

105

ß критическом сечении диаметр струи достигает мак* сималь'ного значения, определяемого по соотношению

где ^стртах — половина максимального диаметра струи; Dp — средний гидравлический диаметр ограни­ ченного пространства жидкой лунки, оп­

ределяемый по соотношению (30).

где D — толщина отливаемого слитка, мм;

ß— соотношение сторон в кристаллизаторе; V— скорость разливки, мм/с.

Для определения Dr и Ястр.ср построена номограмма

(рис. 32).

Средние коэффициенты теплоотдачи от жидкого ме­ талла к затвердевающей оболочке можно определить, ис­ ходя из соотношения (94). Скорость потока жидкой ста­ ли у фронта затвердевания изменяется от нуля до неко-

Средний диаметр сечения струи, мм

Рис. 32. Номограмма для определения гидравлического диаметра лунки слитка и среднего диаметра струи

107

торого максимального значения, которое наблюдается в критическом сечении струи. С определенной погрешно­ стью среднее значение скорости потока можно принять равным половине его значения в критическом сечении. Определим среднее значение скоростей восходящих по­ токов в критическом сечении. При этом будем исходить из соотношения (98) и положения о том, что расход жид­ кости в струе в каждом поперечном сечении равен рас­

где дастр.кр— средняя скорость струи в критическом се­ чении;

MW.cp — средняя скорость восходящих потоков в критическом сечении.

Распределение скорости по сечению струи

где да0ськр — скорость на оси струи в критическом сече­ нии.

В п. 1 было показано, что

(101а)

Там же показано,1что расстояние до критического сече­ ния ХКр = l,9Dr.

Учитывая, что струя в замкнутом криволинейном про­ странстве асимметрична, допуская, что распределение скоростей в восходящем потоке происходит по прямой линии и увеличение этой скорости пропорционально рас­

108

(96), (97) « (99).

Для промышленных установок непрерывной разливки стали

3,8 У Нп.к -}~ 4,4 [' Нв = 5,0 м/с.

Сучетом этого на основании уравнений (102), (103)

и(94) определим, что коэффициент теплоотдачи от жид­ кой стали к оболочке

Рис, 33. Номограмма для определения коэффициентов теплоотдачи от жидкой стали к оболочке слитка по піротиівополож.ным криволи­ нейным сторонам

109