автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Теплотехническое обоснование методов контроля и управления режимами охлаждения слитка на МНЛЗ

На правах рукописи

Лукин Сергей Владимирович

ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ II УПРАВЛЕНИЯ РЕЖИМАМИ ОХЛАЖДЕНИЯ СЛИТКА НА

МНЛЗ

Специальность 05.14.04. - промышленная теплоэнергетика

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Череповец, 1998

Работа выполнена в Вологодском политехническом ннсппуте

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор,

академик МИА и РИА, заслуженный деятель кальки и техники РФ Шнчков А.Н.

Научный консультант - кандидат технических наук, доцент Башнров Н.1

Официальные оппоненты - доктор технических наук Ашаелес В.Р.

кандидат технических наук Щеголев АЛ.

Ведущее предцрикне - ОАО "Северсталь"

Защига диссертации состоится 25 сентября 1998 г. в 16.00 на заседании диссертационного совета 064.79.01 при Череповецком государственном

университете

Ваш отзыв, заверенный гербовой печатью, просим направить по адресу: 162602, г. Череповец Вологодской обл.. Советский пр., 8, Череповецкий государственный университет

С диссертацией можно ознакомиться в библиотек-; университета

Автореферат разослан • О Ц- 1998 г.

Учены» секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор, член-корр. РАЕ _ ——З.К. Кабаков

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Одним из перспективных направлений в" аллургии является разливка стали на машинах непрерывного литья гговок (МНЛЗ).

Надежность, производительность МНЛЗ и качество заготовок ;ественно определяется тепловыми процессами, протекающими в ¡ердевающем металле и элементах оборудования машины.

Детальное изучение на МНЛЗ конверторного производства ОАО версталь" причин, определяющих коробление и деформацию слитка, эвий образования трещин на поверхности сляба показало, что в машинах струкции п/о "Уралмашзавод" это обусловлено, во-первых, 1вномерностью охлаждения поверхности сляба, а во-вторых, тем что 1ждающая система ЗВО испытывает самопроизвольный дрейф тепловых шетров в результате засорения и поломки охлаждающего оборудования.

Поэтому управлять охлаждением сляба нужно путем периодической гройки системы вторичного охлаждения. При настройке следует ;печить равномерность охлаждения, а также определенную гнсивность охлаждения в заданном месте МНЛЗ. Известно, что Зольшую равномерность имеет водовоздушное охлаждение, которое 1ется наиболее перспективным при охлаждении слябовых заготовок, кольку водовоздушное охлаждение слабо освоено, то является 'альным его исследование, как в промышленных, так и в лабораторных >виях.

Целью работы является разработка методов контроля и управления охлаждением стального слитка в ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Методы исследования: работа выполнена на осноЕе теоретических и экспериментальных исследовании. Эксперименты с одиночной каплей проводились в лабораторных условиях. Замеры температуры поверхности сляба проводились в промышленных условиях.

Научная новизна работы:

1. Разработана методика определения коэффициента теплоотдачи и толщины корки сляба в любом месте технологической оси ЗВО МНЛЗ, основанная на эффекте понижения температуры поверхности сляба при замедлении скорости разливки.

2. Получено аналитическое выражение для определения степени кривизны температурного поля в корке затвердевающего сляба в зависимости от температуры его поверхности.

3. Установлена закономерность теплообмена одиночной капли с нагретой поверхностью: тепло, отведенное каплей от высокотемпературной поверхности пропорционально квадрату линейного размера капли.

4. Получена точная формула перестройки коэффициентов теплоотдачи в разных зонах при переходных процессах позволяющая выдерживать рациональный режим охлаждения сляба в ЗВО МНЛЗ при произвольной смене скоростей разливки.

Практическая ценность.

1. Разработана методика контроля основных тепловых параметров в ЗВО МНЛЗ.

2. Предложен внд управляющей зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды и степени диспергированности жидкости.

3. Подучены выражения, задающие рациональный тепловой режим е ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Апробация работы. Основные разделы работы докладывались на кафедре "Экономики и технологили производственных процессов" Вологодского политехнического института (г.Вологда 1998); на кафедре "Теплотехники и гидравлики" Череповецкого roc удар с ге енного университета (г.Череповец, 1998 ) ; на международной научно-технической конференции "Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства" ( г.Череповец, март 1998); на международной научно-технической конференции "Повышение эффективности теплообменных процессов и систем" ( г. Вологда, 1998).

Публикации. Материалы диссертации отражены в б статьях. Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка использованной литературы (87 наименований) и содержит 104 страницы машинописного текста, включая 11 рисунков.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе рассмотрены существующие методы контроля тепловых параметров в ЗБО МНЛЗ. При анализе способов определения тепловых параметров ЗВО МЛНЗ обнаружено, что в настоящее Ереыя отсутствуют способы, пригодные для периодической проверки н настройки тепловой работы ЗВО МЛНЗ, что обусловлено сложностью существующих способов. Поэтому на отечественных МНЛЗ такая настроила, потребность е которой возникает после капитального ремонта, после продолжительной эксплуатации и т.п., практически не осуществляется.

ВодоЕоздушяое охлаждение, хотя и является перспективным при охлаждении слябов е МНЛЗ, тем не менее слабо осЕоенко. Для более широкого его применения требуется дальнейшее исследование процессов теплообмена при Еодовоздушном охлаждении.

Рациональные теплоЕые режимы при стационарных и переходных процессах е МНЛЗ хотя и изучены достаточно хорошо, тем не менее отсутствуют точные формулы перестройки интенсивности охлаждения б различных секциях МНЛЗ при произвольной смене скоростей разлиЕки, на осноЕе которых при управлении охлаждением можно избежать резких скачков температуры поверхности сляба приводящих к дефектам.

Для решения указанных проблем е данной работе поставлены следующие задачи:

1. Разработать методику определения тепловых параметров е любой зоне МНЛЗ в промышленных условиях.

2. Исследовать в лабораторных условиях основные закономерности водовоздушного охлаждения.

3. Разработать вид управляющей зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды л степени диспергнровагагостн. '

4. Исследовать рациональные тепловые режимы прн стзцнонзрннх и переходных процессах. -

Во второй главе разрабатывается методика определения коэффициента теплотдачн а и толщины корки сляба £ на основе явления понижения температуры поверхности сляба прн замедлении скорости разливки при постоянной интенсивности охлаждения.

Разработаем инженерную модель затвердевания сляба, которая позволит с большой точностью связать следующие параметры: температуру поверхности Л,, толщину корки сляба д, и тепловой поток от поверхности сляба д. Схема затвердевания сляба изображена на рисунке 1:

В данной модели затвердевания, в отличне от известных, распределение температур в корке не имеет конкретного аналитического выражения, предположено лишь, что тепловые потоки от фазовой границы и от поверхности сляба отличаются от стационарного теплового потока на некоторые величины:

' N Т

д^МХ + т]^- ;

где X - коэффициент теплопроводности, - температура затвердевания, т);, т\2 - коэффициенты, характеризующие кривизну температурного поля в корке сляба.

-

Л' ! / -

1 -•»-

qп Рнс.1 Схема загЕгрдеЕакиз: сляба.

Сделаем предположение: изменение теплоты аккумулированной в корке, обусловлено разностью тсплоеых потокое и дл:

. (Юак

(2)

Ояш можно выразить через толщину корки н температуру поверхности:

= . (3) •

Щ + т*2

где с - удельная теплоемкость, р - плотность металла, т]~-^— -

коэффициент, характеризующий кривизну температурного поля. Комбинируя (1)-(3), можно получить выражение для величины тт.

»7=-%- • "е с2

и г?о=Ь-тг

S>

Таким образом, из (4) следует, что кривизна температурного поля е корке обусловлена изменением толщины корки и температуры поверхности сляба. При выводе (4) предположено, что 77 изменяется гораздо медленней, чем Гн с В случае, если температура поверхности изменяется довольно медленно, достаточно учитывать лишь рост корки. Например, для задачи затвердевания при постоянной температуре поверхности можно получить следующее выражение для щ:

% = . (5)

и 1+ —Т 2L

где L - удельная теплота затвердевания стали. При выводе (5)

использовалось уравнение балланса в Еиде:

, di 4 = LpWr

Тепловой поток от поверхности сляба можно определять по выражению: q = 211 + 4)1 (6)

Точность формулы (б) проверялась сравнением с решением задачи Стефана 7-ого и 7/7-ого рода. Обнаружено, что для стали, при температуре поверхности, превышающей 900 "С, формула (б) позволяет рассчитывать тепловой поток с погрешностью, не превышающей 4%. Без учета кривизны температурного поля погрешность может составлять до 30%. Известные инженерные модели затвердевания не позволяли оценивать переменную величин}' 77, в чем состоял нх существенный недостаток.

Проанаинзнруем теперь, как связаны между собой интенсивность охлаждения сляба а, толщина корит £ температура поверхности сляба tn, и скорость ее изменения стп/с*г. Интенсивность охлаждения,

характеризуемая коэффициентом теплоотдачи а, предполагается постоянной на протяжении некоторой зоны МНЛЗ и связана с тепловым потоком по формуле:

, (7)

где - температура окружающей среды. Постановка задачи Стефана при постоянной интенсивности охлаждения имеет следующий вид:

----О-т-

& дх^

Щх, т)

при 0<х<£', при х > % ;

-Я.

¿2с

х= О

= -Г 1 ;

п с)

I ¿^¡х.-г)

ах.

ос

Получено решение этой задачи:

-хт

1/ /а

Л

где величина /?* является корнем трансцендентного уравнения Ь

Ко =

(8)

(9)

3 с/

Толщина корки как функция Бремени определяется выражением:

а У

(10)

л

Величина у определяется из выражения (10), если для нулевого момента Бремени подставить с(0) =

Используя решение (9), определим, как изменяется температура

поверхности сляба и тепловой поток от поверхности сляба со временем:

ег/

' 2/ л /а

1сГ

(й*\

(П)

ехр

-IЛ

\ 3 СУ

1 \

(V)

{ /ее)

4(ат + у)

& !х = 0 уЦят4-7) Продифференцируем выражение (11) по Бремени:

(Л/)2 1 I /а} 1

(12)

К*з~'с) а 1

ехр

4(ат+Г)

(13)

%!я{аг- у) 2« (ат+у) ег/(р*)

Сравнивая выражение (13) с выражением (12), можно получить следующее Щт)^_д(т) д/2

а (ат+г)

Комбинируя выражения (7), (10), (14), получаем следующую связь:

(14)

п

tr-^

а

2 л

ЛГ О+ВгТ '

(15)

где переменная величина .3/ определяется формулой: В2 = ^(Т) -

Величина % определяется выражением:

л

Л-

Х = -

(16)

(17)

Комбинируя формулы (б) н (7), можно Еыразнхь величину В1 только через температуру поверхности:

о*,.

Выражение (15) с учетом (18) позволяет выразить коэффициент теплоотдачи «через температуру поверхности сляба/, и скорость ее изменения с1п!д-1.

5

С1 }ск П/

г -г с п

(19)

Определив а, толщину корки сляба можно рассчитать по формуле:

2(1 + 77)

а

í -г

-г

п с.

(20)

Вместо того, чтобы определять производную Ап1&и, можно рассмотреть конечный промежуток времени Лт. Пусть /„с - температура поверхности в момент т, хл - температура поверхности в момент т+Ах. Тогда вместо формулы (19) можно получить формулу с конкретными значениями температуры поверхности сляба:

1

ц-^+ДМ (21)

Скорость изменения температуры поверхности сляба можно зарегистрировать одним стационарным датчиком. При установившейся скорости разливки V; датчик регистрирует постоянную температуру :„0. Если снизить скорость вытяжки сляба до V?, а интенсивность охлаждения в данном месте не изменять, то возникает кинематический эффект погашения температуры поверхност сляба. Формулу (21) можно преобразовать к виду:

5?0 /(Г I

V 1 2

где величина Б1 определяется по формуле:

^ (23)

г

£ яО п

1

Анализ формулы (22) показывает, что относительная погрешность определения коэффициента теплоотдачи в наибольшей стеиешт обусловлена погрешностью измерения температуры поверхности и равна:

(24)

сс 1

При промышленных измерениях теплового режима работы ЗВО МНЛЗ ЧерМК были получены следующие данные. В разных местах технологической оси были установлены температурные датчики, регнстрнроЕЭЕШне температуру поверхности сляба. На рис.2 изображено изменение температурных кривых при снижении скорости вытяжки сляба.

Отметим, что не все датчики регистрируют понижение температуры поверхности сляба, например, датчик 5 регистрирует сначала некоторое повышение, а затем понижение. Это обусловлено тем, что при изменении скорости разливки происходит автоматическая перестройка воды в зонах, цель которой не допустить резкого изменения температуры поверхности сляба. Если уменьшить интенсивность охлаждения, то возникает явление вторичного разогрева, которое искажает поведение температурной кривой.

Разработанный метод определения коэффициента теплоотдачи и толщины корки предполагает, что интенсивность охлаждения в данной зоне сохраняется, а изменяется лишь скорость разливки. Поскольку на роликовых МНЛЗ значительная часть тепла отводится роликами, управление охлаждением которых не предусмотрено, то при изменении

водяного охлаждения коэффициент теплоотдачи изменяется иногда не очень заметно. Поэтому некоторые данные рис. 2 можно использоезть для расчетов коэффициента теплоотдачи и толщины корки сляба.

Например, температурная кривая №1 соответствует а-£=7,5см. Примерно такие же значения получаются при расчете а и | другим методом, а именно: определялось поведение температурной кривой вдоль технологической оси по замерам температуры поверхности сляба в нескольких точках ЗБО, затем численно рассчитывалось распределение коэффициента теплоотдачи и толщины корки вдоль технологической оси.

В третьей главе исследовались закономерности теплообмена при охлаждении высокотемпературных поверхностей диспергированной жидкостью (водовоздухом). Были приняты следующие допущения: 1) водовоздушная среда достаточно разреженная, так что капли не мешают друг другу взаимодействовать с металлом; 2) каждая капля взаимодействует с металлом мгновенным образом, т.е. не происходит скапливание жидкости на поверхности металла. Таким образом, взаимодействие диспергированной среды с 'нагретой поверхностью предполагается аддитивным: тепло, отведенное от поверхности, складывается из элементарных независимых актов взаимодействия отдельных капель с поверхностью. Поэтому можно ограничиться исследованием теплообмена одиночной капли с высокотемпературной поверхностью.

Сущность предлагаемой методики изучения теплообмена одиночной каплей состоит в том, что капля падает на тонкую нагретую металлическую пластинку, которую с некоторой точностью можно считать двухмерным телом. В месте падения капли зачеканена термопара, с

помощью которой измеряется изменение температуры. Это изменение происходит по определенной закономерности и зависит от количества тепла Он, унесенного каплей. Измеряя отклонение темперзтуры А1 от начальной в момент времени т, истекшего после взаимодействия капли с пластинкой, унесенное тепло можно определить по формуле:

= АялётА! , (25)

где А - теплопроводность материала пластинки, <5- толщина пластинки.

Показано, что методическая погрешность методики достаточно мала, не превышает 5%. Большую погрешность еносят измерения температуры и времени, которые регистрировались одноканальным самозаписывающим потенциометром КСП-4. Полная погрешность эксперимента не превышала 10%.

В экспериментах с одиночной каплей исследовалась зависимость теплосъема от размеров капли. Размер капли определялся объемный способом: в тонкую трубку закапывалось большое число капель, по высоте столбика определялся радиус капли. Капли получались обычным шприцом с разным диаметром иглы. Обнаружено, что при высокой температуре поверхности {{>500*0) тепло,, отведенное каплей, примерно пропорционально квадрату радиуса капли, т.е. площади ее поверхности, что противоречит общепринятому мнению, что теплосгем пропорционален обьему капли. Были приведены некоторые теоретические соображения, объясняющие качественное различие в теплообмене капли с низкотемпературной и высокотемпературной поверхностью металла. При низкой температуре теплосгем действительно должен быть пропорционален объему капли, поскольку капля значительно деформируется при взаимодействии (причем степень деформанин пропорциональна ее массе) и

площадь контакта увеличивается. При высокой температуре капля не успевает деформироваться, ее отбрасывает паровой подушкой.

В качестве материала была выбрана стальная пластинка с гладкой поверхностью, температура пластинки равнялась 810 V, температура еоды была комнатной. Результаты эксперимента приведены в таблице 1.

Таблица 1

й,мм а/а. дм

810 2,25 1,74 0,62 0,27 0,12

810 2,95 2,23 0,76 0,26 0,09

810 3,50 | 3,06 ! 0,88 0,26 0,074

Тепло, огЕгдекное одиночной каплей, можно оценить по формуле:

дм=В,2б(?, (26)

где ¿(мм) - диаметр капли. Формула (26) получена при постоянной высоте падения капли, составлявшей 0,3 м. Однако, как показали дополнительные исследования, скорость падения капли на высокотемпературную поверхность довольно слабо влияет на тепяосъем, тогда кате при падения на низкотемпературную поверхность скорость падения значительно влияет на тешюсьем.

Результаты экспериментов с одиночной каплей позволили сформулировать основное положение: при охлаждении высокотемпературной металлической поверхности диспергированной жидкостной средой отводимое тепло пропорционально площади поверхности распыленной жидкости. Применение водоЕоздушного охлаждения, очевидно, ведет к большей диспергаровзнности среды, а

значит, н к увеличению теплосьема. Таким образом, коэффициент теплоотдачи при водоЕОздушнсм охлаждении следует определять по формуле:

где § - плотность потока жидкости, эффективный диаметр й определяется формулой й-д^/с!^ где А - среднекубический диаметр капель, еЬ -среднеквадратичный диаметр; коэффициент ц определяется эмпирическим путем. На основании экспериментов с одиночной каплей, и при допущения, что диспергированная среда взаимодействует аддитивным образом, можно оценить коэффициент и дай случая стальной гладкой поверхности при температуре 810 С. Формула (27) примет'вид:

где плотность потока жидкости % выражена в (м3/м' нас), а эффективный диаметр ¿/ в (мм).

Применительно к МНЛЗ зависимость коэффициента теплоотдачи е виде (27) можно использовать при охлаждении нижней транн сляба, а также боковых его граней, причем эту зависимость можно уточнить:

а.о+^Е?;! (28)

Для определения эмпирических коэффициентов ао к р. в промышленных условиях разработана методика, опирающаяся на способ определения тепловых параметров в ЗВО МНЛЗ, разработзгашй во второй главе. Эффективный диаметр капель й нужно определять специальными методами, например, фотографированием

В четвертой главе исследовалась проблема рационального теплового режима в ЗВО МНЛЗ при стационарных н переходных процессах. Настройку

(27)

а= 190 §.'(!, (Вт/м2Ю,

(27а).

тепловой работы MHJI3 можно осуществлять тогда когда известен рациональный тепловой режим. Критерием рационального теплового режима выбрзн следующий: температура поверхности сляба в ЗВО не испытывает резких колебаний и лежит в интервале пластичности сгалн. Теоретически температуру поверхности сляба можно считать постоянной.

Пусть при некоторой стационарной скорости разливки vq распределение коэффициента теплоотдачи вдоль технологической оси afr&z) (где г- координата вдоль технологической оси, отсчитываемая от мениска расплавленного метана в кристаллизаторе) подобрано таким образом, что соблюдается постоянство температуры поверхности на протяжении всей технологической оси : /„ = const ¿- 900 V. При изменении скорости разливки с у0 на vj требуется так изменить коэффициенты теплоотдачи, чтобы температура поверхности сляба осталась неизменной. После, когда переходной процесс завершился, снова установится стационарный процесс с новым распределением коэффициента теплоотдачи a(yi,2). Задача в такой постановке становится по существу кинематической, а не теплофнзнческой. Обнаружено, что изменение коэффициента теплоотдачи в произвольной точке технологической оси при переходе от скорости разливки у0 к Vi должно описываться следующими формулами:

а(г, г) = a(\>Q, г) , при r<rQ = 0;

ffM=4vcr+i(vcrvi)j - при (29)

J v„ | ^ а{ г, г) = al vn.—z i = а\ \\, г J, пои т > т„ ,-.

! U'., I ч 1 / " 1-

В общем случае, когда скорость разливки меняется несколько раз подряд, в некоторых точках технологической оси переходный процесс не успевает завершиться, в силу чего известные формулы перестройки коэффициентов теплоотдачи нельзя использовать. Пусть скорость разливки меняется по схеме: \>о У'1 Уз у$ ... v,, . Число л

показывает, который раз подряд происходит смена скоростей. Пусть ц, г¡, Т},... тл.1, ?„ обозначают промежутки времени, в течение которые: велась разливка при скоростях \о , v^ , у^ , ... , уи. Обобщая формулу (29), можно написать, как должен меняться коэффициент теплоотдачи в точке г на я-ой стадии, если после каждой стадии для данной точки технологической оси не успевал установиться стационарный процесс:

0<т< —

VV.1 и-1

т i ¡v — v i

V й\ " '

kV к-1 к->

v - v И и-1

На реальной МНЛЗ поведение коэффициента теплоотдачи вдоль оси г можно аппроксимировать ступенчатой функцией ар(уо,г), как на рнс.З. В пределах каждой секции коэффициент теплоотдачи остается примерно постоянным, его значение можно посчитать через теоретическую функцию afv&z):

az) = const = afvQ.zj-J , при I < z < l.^^ , (31)

где z, - координата середины /-ой зоны, I- координата начала j-ok зоны. При переходных процессах, по формулам (29) или (30) определяется, как должен меняться коэффициент теидоотдачи в тех точках технологической

оси, которые являются серединами зон. Пусть съ(т) - коэффициент теплоотдачи в /-он зоне. Прн переходе от скорости Уд к V/ изменение а, будет описываться формулами, аналогичными формулам (29):

а|(т) = £г(гЬ'г/-' = соп^ '

прн т<Г0=О;

пря 0<т<тлф = -1 ;

1

а 1т)-а

— сг v- ,2.

V. Г /у

прн г>т„

1 )

О г1

Рис. 3 Поведение коэффициента теплоотдачи на реальной МНЛЗ.

Формулы перестройки коэффициентов теплоотдачи (29), (30), (32) содержат базовое распределение коэффициента телдоотдач а(\'о,г), соответствующее стационарному процессу разливки прн скорости V/;. Это распределение можно доеолъно хорошо описать формулой:

а0о.2) =

(33)

Все полуденные формулы являются анашпичеазши, их точность проверялась сравнением с формулами, полученными в результате

численного моделирования переходных процессов на слябовых МНЛЗ. Расхождение в среднем составило не более б%. Формула (30), позволяющая производить перестройку ннтенсиЕНОСтей в общем случае, получена впервые.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ '

1. Разработана методика определения основных тепловых параметров в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ, основанная на эффекте понижения температуры поверхности сляба при замедлении скорости вытяжки при неизменной интенсивности охлаждения в данной зоне МНЛЗ. Методика предполагает использование одного датчика температуры поверхности, легко реализуема в промышленных условиях, позволяет на основания минимального числа замеров определять основные тепловые параметры в ЗВО, такие, как температуру поверхности сляба, толщину корки сляба, коэффициент теплоотдачи на поверхности сляба, что необходимо прл настройке тепловой работы ЗВО МНЛЗ.

2. Разработана инженерная модель затвердевания сляба, позволяющая аналитически рассчитывать кривизну температурного поля в корке затвердевающего сляба в функции от температуры поверхности слаба. Это позволило с большей точностью связать следующие параметры: температуру поверхности слаба, тепловой поток от поверхности сляба, толщину корит сляба, в результате чего инженерный расчет затвердевания сляба стал более точным.

3. Разработана специальная методика изучения теплообмена одиночной капли с нагретой поверхностью. В экспериментах с одиночной каплей

установлена закономерность: тепло, отведенное каплей от высокотемпературной поверхности пропорционально квадрату линейного размера капли. При малых скоростях излетания капли на поверхность теплосьем практически не зависит от скорости. Это позволило установить следующую закономерность при водовоздушном охлаждении высокотемпературных поверхностей: тепло, отведенное диспергированной жидкостью определяется главным образом площадью поверхности распыленной жидко сга.

4. Разработана методика определения управляющих зависимостей коэффициента теплоотдачи от различных факторов при водяном и водовоздушном охлаждении в промышленных условиях МНЛЗ.

5. Для осуществления настройки тепловой работы ЗВО МНЛЗ получены выражения, описывающие рациональный тентовой режим е ЗВО (распределение коэффициента теплоотдачи вдоль технологической оси) при стационарных процессах. Получены точные, формулы перестройки коэффициентов теплоотдачи в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ при произвольной смене скоростей разливки. Рациональным тепловым режимом сляба в ЗВО выбран следующий: температура поверхности сляба в ЗВО при любой скорости разливки должна оставаться неизменной, лежащей в интервале пластичности стали, и не испытывать скачков при резкой смене скоростей разливки.

Основное содержание работы изложено в следующих публикованных работах:

1. Баширов Н.Г., Лукин C.B. Управление затвердеванием сляба в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ '! Процессы теплообмена в

энергомашиностроении: Тезисы докладов регионального межвузовского семинара Воронеж: ВГТУ. 1996 . с.50.

2. Шнчкое А.Н., Баширов Н.Г., Лукин C.B. Инженерный способ определенна конца затвердевания сляба на МНЛЗ // Тепловые процессы в технологических системах: Всеросс. сб. научных трудов. Череповец: ЧГИИ. 1996. Вып. 3. с. 17-19.

3. Лукин C.B., Баширов Н.Г. Управление охлаждением сляба В ЗВО МНЛЗ на основе квазпстащонарной модели затвердевания// Технология и оборудование сталеплавильного и прокатного производства: Всеросс сб. научных трудов. Череповец: ЧГУ. 1997. с. 38-39

4. Лукин C.B., Баширов Н.Г. Способ определения зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды в секциях ЗВО МНЛЗ. // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства Тезнсы первой Международной научно-технической конф. Череповец: ЧГУ. 1998. с. 38-39.

5. Лукин C.B., Баширов Н.Г. К вопросу об исследовании параметров жидкости, диспергированной плоскофакельной форсункой, с помощью лазера/Вологда: ВоПИ. 1997.13 с. Дел. в ВИНИТИ 05.02.97, Кз 309-В97.

6. Лукин C.B. К вопросу о спрейерном охлаждении низко- и высокотемпературных поверхностей и о тарировании охлаждающих свойств форсунки с помощью лазера / Вологда: ВоПИ. 1997. 7 с. Деп. р. ВИНИТИ 05.02.97, N° 30S-B97.

П 7

МИНИСТЕРСТВО ОБЩЕГО И ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

ВОЛОГОДСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ

На правах рукописи ЛУКИН СЕРГЕЙ ВЛАДИМИРОВИЧ

УДК 669.02.09.

ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И УПРАВЛЕНИЯ РЕЖИМАМИ ОХЛАЖДЕНИЯ СТАЛЬНОГО

СЛИТКА НА МНЛЗ. '

Специальность Со. 14.04! - промышленная тетоэнергетнка

Диссертация на соискание ученой степени

/

канд идата технических нар:.

Научный руководитель:

заслуженный деятель науки и техники РФ, академик Международной и

ТЬГ\ГГ-ЯХХГЪ-С\ЛХ ТГ£ГО>-««»•ГГИГТ.ТV П

доктор технических • наук; профессор А.Н. Шичков

^Л-ТТ/ЧТ-Т! ЮОЙ

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ..........................................................................................4

1. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ

И УПРАВЛЕНИЯ ОХЛАЖДЕНИЕМ СЛЯБА В ЗВО МНЛЗ..................8

1.1. Анализ способов определения тепловых параметров

в ЗВО МНЛЗ............................................................................................8

1.2 Анализ степени изученности водовоздушяого охлаждения............17

1:3. Анализ методов управления переходными процессами..................20

1.4 Постановка задач исследований............................,...........................22

2. СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ

В ЗВО МНЛЗ........................................................................................24

.2.1. Опред еление коэффициента теплоотдачи аъ толщины

корки ¿г по скорости убывания температуры поверхности слаба........24

2.2. Условия проведения эксперимента, по определению коэффициента теплоотдачи н толщины корки на действующей МНЛЗ....................... 38

Выводы по главе...............................................................................5!

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ ОХЛАЖДЕНИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ

ДИСПЕРГИРОВАННОЙ ЖВДКОСТЬЮ...............................................52

3.1.Методика эксперимента по изучению теплообмена одиночной

капли с нагретой поверхностью.............................................................52

3.2. Эксперимент по определению теша отведенного

кэшей в в зависимости от ее размера................................................61

3.3. Определение коэффициента теплоотдачи при

охлаждении водовоздушной смесью....................................................65

3.4 Определение зависимости коэффициента тепжютдачи

от расхода вода да различных зон МШ13..........................................72

Вывода по главе................................................................................74

4. РАЩОНАЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ РЕЖИМ В ЗВО МНЛЗ

ПРИ СТАЦИОНАРНЫХ И ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССАХ....:......,..75

4.1. КнкемашчесЕни способ расчета переходных режимов

на основе стахщонаршх тешювых режимов.................................75

4.2 Сравнение с чксдеиной моделью.....................................................83

Вывода по главе.,.............................................................:.........:....94

ЗАКЛЮЧЕНИЕ......................................^........................................95

СПИСОК ИСПОМЗОВАШОЙ ЛИТЕРАТУРЫ.........................97

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы:

Одним из перспективных направлений в металлургии является разливка стали на машинах непрерывного лжья заготовок (МЕЛЗ).

Надежность, прошводительностъ МНЛЗ и качество заготовок существенно определяется тепловыми процессами, протекающими в затвердевающем металле и элементах оборудования машины.

Рассмотрению вопросов теплофизики формирования непрерывного сляба посвящено значительное количество монографий и научных статей. Вопросы кристаллизации сляба рассматриваются в трудах Д.П. Евтеева , В.А. Ефимова, Ю.А. Самойловича , В Т. Сладшштеева , B.C. Рутеса , Ю.А. ьровмана . Тешюфнзическнм аспектам формирование непрерывного сляба посвящены работы Г.П. йванцова, A.A. Скворцова и А.Д. Ажнменко / Ай. Манохина , А.й. Вейника Е.М. Китэева , Н.И. Шестакова, Б.Г. Борисова . Тепловые процессы при переходных режимах разливки наиболее полно рассматриваются в работах В.Й. Лебедева, З.К. Кабакова, АЛ. Кузьминова , В.А. Карлика , С.А Филатова, В.Й. Дождккова. Тепловая работа роликов МЕЛЗ описана в трудах АН. ГПичкова, В.М.

Нисковских, С.Е. Карлинского, Ю.В. Денисова, A.B. Третьякова, В.П. Козлова, и Др.

Детальное изучение на МНЛЗ конверторного производства ЧерМК причин поломок роликов, факторов, определяющих коробление и деформацию слитка, условий образования трещин на поверхности сляба

показало, что е машинах конструкции ш'о "УралмашзаЕод" это обусловлено, во-первых, неравномерностью охлаждения поверхности: сляба, а во-вторых, потому что охлаждающая система ЗВО испытывает самопроизвольный дрейф тепловых параметров, что вызвано следующим:

- нет должной очистки воды и не. предусмотрена продувка форсунок в процессе работы машины.

- используются форсунки с ненормированными параметрами, в частности, неизвестен размер капель, и в силу этого охлаждающая способность форсунки также точно не определена.

внутреннее н неуправляемое охлаждение роликов приводит к

I

переохлаждению сляба в период технологических остановок и неравномерному охлаждению его в линии разливки.

В силу вышеизложенного управлять охлаждением сляба нужно путем периодической настройки системы вторичного охлаждения. При настройке следует обеспечить равномерность охлаждения, а также определенную интенсивность охлаждения в заданном месте МНЛЗ. Известно, что наибольшую равномерность имеет водовоздушное охлаждение, которое является наиболее перспективным при охлаждении слябовых заготовок. Поскольку водовоздушное охлаждение слабо освоено, то является жгуалышм его исследование, как в промышленных, так и лабораторных условиях.

Целью работы является разработка методов -контроля и управления охлаждением стального слитка в ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Данная работа построена следующим образом. В первой главе производится анализ -существующих методик определения тепловых параметров в промьжшенных условиях, степени изучениестн водовоздупшого

охлаждения, методов ржавления переходными процессами. Во-второй главе разработана методика определения - тепловых ..параметров в промышленных условиях. В третьей главе в опытах с одиночной каплей установлены некоторые закономерности водовоз душного охлаждения

высокотемпературных поверхностей. На основании данных закономерностей можно установить - убавляющие зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды й степени ее диспервдровашюсти. В четвертой главе рассматривается тепловая работа. ЗВО МНЛЗ в целом, предложены рациональные стационарные и переходные тепловые режимы в ЗВО.

Методы исследования: работа выполнена на основе теоретических и экспериментальных исследований. Эксперименты с одиночной' каплей производились в лабораторных условиях. Замеры температуры поверхности сляба производились в промышленных условиях Научная новизна работы:

1. Разработана методика определения коэффициента теплоотдачи и толщины' корки сляба в любом месте технологической оси ЗВО МНЛЗ, основанная на эффекте понижения температуры поверхности сляба при замедлении скорости вытягивания сляба.

2. Получено аналитическое выражение для определения степени кривизны температурного поля в корке затвердевающего сляба в зависимости от

^ л. —

температуры поверхности сляба.

3. Получена, закономерность теплообмена одиночной капли с нагретой поверхностью: тепло, отведенное каплей от высокотемпературной поверхности пропорционально квадрату линейного размера капли.

4.- Получена точная формула перестройки коэффициентов теплоотдачи в разных-, зонах МНЛЗ при переходных процессах, позволяющая выдерживать

рациональный режим охлаждения сляба в ЗВО МНЯЗ при произвольной смене скоростей разливки.

Практическая ценность.

1. Разработана методика контроля основных тепловых параметров в ЗВО

мнлз.

2. Предложен вид управляющей < зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода еоды и степени диспергнрованносги жидкости.

2, Получены выражения, задающие рациональный тепловой режим в ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Апробация работы. Основные разделы работы догладывались на кафедре "Экономики и технологшт производственных процессов" Вологодского политехнического ннстжута (г.Вологда, 1998); на кафедре "Теплотехники и гидравлики" Череповецкого государственного университета (г.Череповец, 1998 ) ; на международной научно-техннческой конференции "Прогрессивные' процессы и оборудование меташпургичесжого производства" ( г.Череповец, март 1998); на международной научно-технической конференции "Повышение эффективности теплообменных процессов и систем" (г. Вологда, 1998).

Публикации. Материалы диссертации отражены в б статьях. ■ Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка использованной литературы (88 наименований) и содержит 106 страницы машинописного текста, включая 10 рисунков.

1: СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И УПРАВЛЕНИЯ ОХЛАЖДЕНИЕМ СЛЯБА В ЗВО МНЛЗ.

1.1. Ажадщ способов определения тепловых параметров в ЗВО МНЛЗ.

Схема МНЛЗ криволзшейного шла представлена на рис. 1.1.

Рис. 1.1 Схема МНЛЗ криволинейного типа.

Жщрця сгальиз разливочного ковша попадает в промежуточный ковш 7 со стопором, регулир'шпдш количество металла, подаваемого в водоохлаждаемын кристаллизатор б. Перед началом разливки сверху в крисгз&шзагор вводится и-юкая мешщнческая затравка, верхний конец которой образует: дно кристаллизатора. После' наполнения кристаллизатора

к-

включается механизм вытягивания, который движет затравку и связанный с ней сляб вниз с определенной скоростью. Вытягиваемый из кристшш-ватора сляб с жидкой сердцевиной попадает в зону вторичного охлаждения 1-5, которая, представляет сооои хрущ* у опорных 'вращающихся роликов у, предохраняющих тонкую оболочку сляба от выпучивания под действием столба жидкой стали, й большое число форсунок 8, подающих распыленную воду или водовоз душную смесь на поверхность сляба для его дальнейшего охлаждения. После полного затвердевания в ЗВО сляб попадает в зону резки 10, где разрезается на мерные заготовки требуемой длины.

К основным тепловым параметрам в ЗВО, которые нужно определять при настройке тепловой работы МНЛЗ, относятся сждующне три:

1) температура поверхности сляба, 4

2) толщина корки сляба, ¿Г

3) коэффициент теплоотдачи от поверхности сляба, а.

Для определения этих параметров предложено много способов, которые можно классифицировать по уровню сложности, точности, и информативности. Очевидно, что наиболее полная, информация о. тепловом состоянии сляба должна отражать величины температуры поверхности, толщины корки и коэффициента теплоотдачи от поверхности сляба во всех точках технологической оси. В работе [28] предлагается способ, позволяющий подучить -такую информацию. В сляб вмораживается термопара на некотором

-х-'"

расстоянии • от поверхности сляба, которая движется вместе со слябом от самого кристаллизатора, то есть с момента затвердевания. После, восстанавливая численно граничные условия, можно получить значение

толщины корки и коэффициента теплоотдачи во все моменты времени.

1

Способ является очень громоздким и сложным в технической реать„^-:г;

точность его зависит от точности измерения температуры и расстоянр^: -а которое погружена термопара. Хотя способ является довольно информативным, но получение первичной информации связано с большими трудностями, и поэтому этот способ, очевидно, не может использоваться дня периодической настройки МЕДЗ. Вообще, зная предысторию поведения одного из трех указанных тепловых параметров, можно численно восстановить предысторию поведения двух других указанных параметров. Сложность состоит в том, как узнать предысторию хотя бы одного параметра.

Поэтому на практике отдают предпочтение локальному определению тепловых параметров, скажем, в заданном месте технологической оси, нзш в некоторых характерных точках. Отметим сразу следующее. Температура поверхности сляба, толщина корки и тепловой поток от поверхности сляба связаны между собой следующим простым' соотношением, предложенным Вейником'[12]:

Гг I

„ =ап'"3 ш fi.il

г .. -

где - температура затвердевания стали, А - коэффициент, теплопроводности, /г - коэффициент Вейннка, принимающий значения в пределах 1-1,3. Тепловой поток а, связан с а следующим выражением:

' Я = «(*п-<с) (1-2)

где 4 - температура окружающей среды.

Из (1.1) к (1.2) видно, что при локальном определении тепловых параметров, скажем, при измерении температуры поверхности сляба, нельзя

однозначно определить два других параметра - толщину коркн и коэффициент теплоотдачи. Один из этих параметров можно определить аналитически лишь

в том случае, если известны по крайней мере два других. Коэффициент теплоотдачи можно однозначно определить через температуру' поверхности лишь в том частном случае, когда теплообмен поверхности слаба со средой происходит в основном за счет излучения (при этом используется формула Стефана-Больцмана). Однако в общем случае, когда имеется роликовое и водовоздушное охлаждение, такой однозначной зависимости не существует, поскольку имеется много неучтенных конструкционных факторов.

В силу вышесказашюго, до сих пор исследователи полагали, что по локальным замерам температуры поверхности сляба невозможно определить толщину, корки и коэффициент теплоотдачи одновременно, поскольку недостаточно информации. Поэтому они предлагали определять какой-либо из этих двух параметров независимым способом, тогда третий легко определится

по формулам (1.1), (1.2). Действительно, если измерить 4 и <£ то можно посчитать а. Если кж-иибудь определить локально а, т.е. интенсивность охлаждения, либо тепловой поток д, либо количество отведенного на некотором" участке тепла О (все эти величины связаны простыми

соошопшниями), и измерить температуру поверхности, то можно посчитать толщину корки. Итак, общим недостатком всех методик локального

определения 4а является то, что требуется как минимум два устройства для определения дв~ух независимых параметров, третий же параметр можно получить аналитически. Рассмотрим некоторые способы определения

толщины корки.

Метод измерения толщины оболочки сляба, включаюпщй просекание через слиток электрического тока, основан на явлении изменения электропроводности металла при переходе его из жидкого состояния в твердое.. Устройство да его реализации [19] состоит из двух контактных роликов, прижатых к движущемуся слябу. К роликам подводится электрический ток. По величине этого тока судят- о толщине оболочки слитка. Так как на величину тока оказывает влияние непостоянное во времени электрическое сопротивление ролик-слиток, попытки реализовать данный способ для контроля толщины оболочки слитка не дают положительных результатов.

Методы измерения толщины оболочки слитка, основанные на использовании ультразвука, условно можно объединить в 3 группы: методы ультразвукового излучения [251 ультразвуковой зфоняцаемости [19,27,32,33] и ультразвуковой локации [19, 34].

Кристэдшзующийся метали испускает энергию в ультразвуковом диапазоне. Проходя через ободочку, колебания затухают тем сильнее, чем больше толщина твердой фазы. Устройства, реализующие дэнеый способ, не нашли применения в промьшшенностж из-за большой погрешности измерения, причиной которой является низкая мощность излучения.

Устройство для измерения толщины оболочки слитка методом ультразвуковой проницаемости описано в работе [19]. Оно содержит излучатель и приемник ультразвуковых колебаний, проходящих- сквозь слиток. Используя различную скорость распространения колебаний в жидкой и твердой фазе, по времени прохожденнмя сигнала судят о толщине оболочки.

В [32] для измерения толщины оболочки слитка предлагают применять ультразвуковые генератор и приемыш электромагнитного тока. Для

Метод измерения толщины оболочки сляба, включающий пропускание через сжитое электрического тока, основан на явлении изменения электропроводности металла при переходе его из жидкого состояния в твердое. Устройство для его реализации [19] состоит из двух контактных роликов, прижатых к движущемуся, слябу. К роликам подводится электрический ток. По величине этого тока судят о толщине оболочки слитка. Так как на величину тока оказывает влижие непостоянное во времени электрическое ' сопротивление ролик-слиток, попытки реализовать данный способ дин контроля толщины оболочки слитка не дают положительных результатов.

Методы измерения толщины оболочки слитка, основанные на использовании ультразвука, условно можно объединить в 3 группы: методы ультразвукового излучения [25], ультразвуковой проницаемости. [19,27,32,33] и

ультразвуковой локации [19,34].

Кристаллизующийся металл испускает энергию в ультразвуковом диапазоне. Проходя через оболочку, колебания затухают тем сильнее, чем больше толщина твердой фазы. Устройства, реализующие данный способ, не нашли применения в промышленности из-за большой погрешности измерения, причиной которой является низкая мощность излучения.

Устройство для измерения толщины оболочки слитка методом ультразвуковой прошщае�