книги из ГПНТБ / Непрерывная разливка стали на радиальных установках

5

2

Рис. 40. Схема экспериментальной установки, моделирующей вторичное охлаждение на радиальной УНРС:

' І2 , t\ — конечная и начальная температура воды, °С;

VD

Х= —-----относительное количество воды, превращаюив

- - ' ■ і ч . щейся в пар при вторичном охлаждении, кг/ч; D — абсолютное количество пара, кг/ч;

■Fbt — поверхность охлаждения, м2;

<пов — средняя температура поверхности в зоне вто­ ричного охлаждения, °С.

-120

Расход воды до и после охлаждения определяли по показателям счетчиков типа ВК.ИС-25, начальную и ко­ нечную температуру охлаждающей воды измеряли ртут­ ными термометрами. Относительное количество воды, превращающейся в пар при охлаждении, определяли по разности расходов ее до и после охлаждения. Для изме­ рения температуры образца установили платина-плати- нородиевые термопары диаметром 0,5 мм, показания ко­ торых записывались потенциометром ЭПП-09.

На лабораторных установках осуществляли модели­ рование вторичного охлаждения криволинейного непре­ рывного слитка сечением 180X900 мм при скорости раз­ ливки 0,7 м/мин. В соответствии с методикой [14], для сохранения идентичности гидравлических условий при построении модели соблюдалось равенство критериев Фруда и Рейнольдса на модели и в действительности. Размеры опытного образца для моделирования приняты в соответствии с линейным масштабом модели (1:4): длина 2400 мм, ширина 225 мм. Толщину опытного об­ разца подсчитывали по уравнениям (116) и (117), опре­ деляющим изменение толщины корки слитка по криволи­ нейным граням. Исходя из расчетных данных, образец слитка изготовили толщиной 22 мм на первой трети дли­ ны (первая секция), 55 мм на второй трети длины (вто­ рая секция) и остальное толщиной 90 мм. Материалом для опытного образца послужил непрерывный слиток стали Ст.З, отлитый на промышленной радиальной уста­ новке.

Средняя температура поверхности образца слитка во время охлаждения поддерживалась постоянной и равной

1050°С.

Зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды отдельно для противоположных криволи­ нейных граней показана на рис. 41. Экспериментальные данные показывают, что зависимость между этими пара­ метрами практически имеет линейный характер, причем в условиях одинакового удельного расхода воды коэффи­ циент теплоотдачи на грани г больше, чем на поверхно­ сти большего радиуса. Это объясняется, очевидно, тем, что относительное количество воды, превращающейся в пар, больше при охлаждении грани г (рис. 42), а также тем, что перепад температуры воды выше на грани г

(рис. 43).

121

Из экспериментальных данных следует, что для полу­ чения одинаковых коэффициентов теплоотдачи удельные расходы воды на вторичное охлаждение противополож­ ных криволинейных граней непрерывного слитка должны быть различными. Это необходимо для того, чтобы в за­ твердевших слоях слитка по сторонам меньшего и боль­ шего радиусов не возникали растягивающие внутренние напряжения, которые могут привести к образованию де­ фектов металла.

122

Для определения удельного расхода воды, обеспечи­ вающего получение одинаковых коэффициентов тепло­ отдачи на противоположных криволинейных сторонах слитка, можно воспользоваться методиками, разработан­ ными для вторичного охлаждения вертикальных слитков

противоположным криволинейным сторонам можно опре* делить по уравнениям (116) и (117) для прямоугольных

как температурой охлаждающей воды по сравнению с температурой поверхности слитка можно пренебречь,

Зависимость между удельным расходом воды на еди’ ницу поверхности слитка за единицу времени QBи коэф* фициентом теплоотдачи по экспериментальным данным (см. рис. 41) имеет вид

Так как необходимо равенство коэффициентов тепло­ отдачи на противоположных криволинейных сторонах, из уравнений (108) получаем

т

-где/.. Qb. Qb — удельный расход воды для охлаждения граней г, R, м3/(м2-ч).

Полученная зависимость (108) подтверждается и ли­ тературными данными для вторичного рельсофорсуноч­ ного и роликофорсуночного охлаждения вертикальных прямолинейных слитков, согласно которым ССвт= 53 Qb

[108]; си,, = 50 Qb [14]; аВт= 70 QB[107].

Для выбора оптимального режима вторичного охлаж­ дения следует по формуле (107) определить значение

R

авт в зависимости от времени, допуская постоянство теплофизических свойств металла в рассматриваемом интервале температур и линейное распределение темпе­ ратуры в затвердевшей корке слитка. Зная эту зависи­ мость, можно определить по уравнению (108) величину удельного расхода воды на сторону R слитка также в за­ висимости от времени, а затем по уравнению (109) рас­ считать удельный расход воды на сторону г.

По этой методике рассчитали расходы воды для вто­ ричного охлаждения слитков сечением 180X900 мм на радиальной установке непрерывной разливки стали Руставского металлургического завода. В соответствии с расчетными данными вторичное охлаждение разделили на три секции, и удельный расход воды по длине слитка изменяли ступенчато. В первой секции длиной 2200 мм,

124

ные экспериментально и откорректированные с учетом равномерного охлаждения противоположных криволи­ нейных сторон.

5. ТЕПЛООБМЕН МЕЖДУ СЛИТКОМ И ШАГАЮЩИМИ БАЛКАМИ В ЗОНЕ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ

Как уже отмечалось в главе I, наибольшее распро­ странение на радиальных УНРС получила роликофорсуночная система вторичного охлаждения. На ряде УНРС ниже кристаллизатора на сравнительно небольшом уча­ стке длины устанавливают неподвижные брусья. На радиальных УНРС конструкции УЗТМ в зоне вторичного охлаждения применяют шагающие водоохлаждаемые балки, имеющие длину, равную протяженности всей жид­ кой фазы в слитке или значительной ее части. Шагаю­ щие балки состоят из двух групп, которые поочередно и с перекрытием по времени захватывают слиток по широ­ ким граням, обеспечивая сохранение его формы. На об­ ращенной к слитку стороне каждой балки закреплены водоохлаждаемые накладки, вступающие в контакт со слитком. Время контакта накладок со слитком составля­ ет 70%.

Вторичное охлаждение с применением шагающих ба­ лок имеет существенный недостаток, так как невозмож­ но регулировать интенсивность охлаждения по ддине И поперечному сечению заготовки.

Исследование теплообмена между слитком и водоох­ лаждаемыми балками выполнено по двум методикам [30, с. 21]. Первый метод основан на определении обще­ го количества тепла, отбираемого от слитка охлаждаю­ щей водой. Второй метод основан на вычислении тепло­ вых потоков по измерению температурных полей в водо­ охлаждаемой накладке. Температуру накладок измеря­ ли на крайних парных балках (верхней — меньшего ра­ диуса и нижней — большего радиуса) хромель-копелевы- ми термопарами, приваренными в отверстиях в теле на­ кладок. Для записи температуры использовали осцилло­ граф Н-700.

Графики распределения температур цо длине накла­ док приведены на рис. 45.

125

7ühi

Рис. 45. Графики распределения температур по длине накладок на нижней (а) и верхней (б) балке

Температура накладки верхней балки на участке тер­ мопар 6—3 характеризуется четко выраженным общим повышением по мере приближения к кристаллизатору. Этот подъем температур совершенно закономерен и свя­ зан с изменением температуры сляба по мере его продви­ жения в зоне вторичного охлаждения. На участке 3—1, примыкающем к кристаллизатору, следовало ожидать дальнейшего повышения температуры накладки. В дей­ ствительности температура накладки тем ниже, чем бли­ же точка замера к ее верхнему краю.

Выравнивание теплоотдачи от сляба по широким сто­ ронам большего и меньшего радиусов, по мнению авто­ ров, может быть достигнуто, например, относительным уменьшением поверхности контакта накладок верхних балок со слябом.

Температура средней по длине части верхней наклад­ ки выше температуры соответствующей части нижней в среднем на 16°С. На рис. 46 показан график изменения температуры накладки верхней балки в ходе разливки. Из графика видно, что кривая 3 постоянно расположена над кривой 2, т. е. установленная выше картина распре­ деления температур накладки верхней балки сохраняет­ ся .неизменной на протяжении всего процесса разливки (при установившемся режиме). Наибольшая температу­

126

ра (до 120°C) наблюдается в средней части длины на­ кладки.

Температура накладки изменяется не только на про­ тяжении разливки. Наблюдаются также ее циклические изменения, связанные с кинематикой балок вторичного охлаждения: при рабочем движении балок с зажатым между ними слябом происходит интенсивная теплопере­ дача через поверхности контакта от слитка к наклад­ кам— температура накладок интенсивно нарастает; при обратном — холостом движении балок — накладки ока­ зываются отделенными от поверхности сляба воздушногазовой средой, теплообмен между слябом и накладкой в этот период может быть осуществлен только лучеиспу­ сканием или конвекцией, его интенсивность падает и тем­ пература накладки также падает. При постоянной скоро­ сти движения сляба интервал изменения температуры накладки равен 5°С. При неустановившемся режиме раз­ ливки значение этого интервала достигает 28°С.

Экспериментальные данные по температурам наклад­ ки в точках замера термопарами позволяют расчетом по­ лучить данные по температурам на поверхности наклад­ ки, входящей в контакт с широкой стороной сляба.

Распределение температуры на поверхности верхней накладки по ее длине характеризуется загибом кривой в верхней трети длины. Это происходит вследствие того, что форсунки, расположенные между решеткой и балка­ ми, охлаждают не только сляб, но и верхнюю часть на-

127

0,55

0.50

мым тепловым условиям, а время, необходимое для от­ вода воды, измеряли прямым хронометражем.

Аналитические исследования затвердевания непре­ рывного слитка [13, 78, 94, ПО, 111 и др.], выполненные при различных допущениях, позволяют получить доста­ точно достоверные данные о зависимости затвердевания от температурного градиента на границе раздела фаз и от физических параметров твердой и жидкой стали, та­ ких, как теплоемкость, теплопроводность, температуро­ проводность. Влияние формы и размера слитков, пере­ грева стали, условий охлаждения учитываются в количе­ ственных расчетах с большой погрешностью.

В некоторых работах [112—114] по кинетике затвер­ девания непрерывных слитков хотя и было учтено влия­