книги из ГПНТБ / Шичков А.Н. Температурный режим листопрокатных валков

рост оказывается более слабым, чем при малом расходе. Это объяс­ няется тем, что при малых расходах пленка жидкости на поверх­ ности валка имеет малую тол­ щину и падающая струя эффек-' тивно охлаждает поверхность.

В целом влияние расхода на теплообмен оказывается более сильным, чем влияние скорости истечения. Влияние расхода учитывается введением в крите­ риальное уравнение теплообмена безразмерной ширины эквива­ лентной щели Іг/Іц.

Обработка опытных данных дала возможность определить величины коэффициента С2 и показателя степени т в выраже­ нии для комбинированного кри­ терия подобия. В результате он оказался равным

[R « U (A/Ao)8 +

+ 0,8- ІО"4 Re/вр] Ріу-

На рис. 40 показана зависи­ мость критерия Нуссельта от вы­ бранного обобщенного критерия. Как видно из этого рисунка, экспериментальные точкиудов­ летворительно укладываются на прямую, которую можно опи­ сать уравнением

Nu, = 28,8{[R efM,(WA0)M-

что в основном соответствует малым расходам охлаждающей жид­ кости, изменение значений Nu^ не подчиняется зависимости (III. 11). Это как раз та область значений коэффициента теплоотдачи аср,

119

при которых неправомерно при анализе температурного поля пере­ ходить от граничных условий 3-го рода к условиям 1-го рода. По­ этому эти значения нами не рассматриваются.

При проведении опытов была определена также зависимость коэффициента теплоотдачи аср от числа рядов сопел в брызгальном коллекторе, при одном и том же расходе охлаждающей жидкости.

Зависимость коэффициента теплоотдачи аср от расхода жидко­ сти при различной рядности сопел в коллекторе показана на рис. 41. Из рисунка видно, что при увеличении расхода охлаждающей жид­ кости коэффициент теплоотдачи а ср растет с увеличением количе­

Рис. 41. Зависимость <хср = / (С) при разной рядности сопел в коллекторе

можно объяснить тем, что при малых расходах кинетическая энер­ гия (скорость) струи оказывает заметное влияние на интенсивность теплообмена. С возрастанием количества рядов сопел при данном (малом) расходе увеличивается эффективная поверхность охлажде­ ния, а следовательно, растет и а ср. С увеличением расхода зависи­ мость интенсивности охлаждения от кинетической энергии потока ослабевает. Следовательно, увеличение рядности струй при боль­ ших расходах не приводит к существенному увеличению коэффи­ циента теплоотдачи. Здесь аср зависит главным образом от удель­ ного расхода жидкости.

§ 3. Разработка методов расчета конструкций брызгальных коллекторов

Одно из важнейших требований к конструкциям брызгальных коллекторов состоит в правильной организации потока охлаждаю­ щей жидкости вдоль бочки валка при заданном ее расходе. Как пра­ вило, на станах горячей прокатки в средней части бочки валка на ширине прокатываемого металла расход жидкости равномерный,

120

а на краях приблизительно на 50% меньше. На станах холодной прокатки распределение расхода по всей бочке валка организовано по требуемому закону, для чего коллектор выполняется секцион­ ным. Необходимость такой конструкции вызвана требованием бо­ лее тонко регулировать тепловой профиль валка. В том и другом случаях поток жидкости вдоль бочки должен быть непрерывным. В противном случае поверхностный слой валка будет неравномерно прогреваться вдоль бочки, что приведет к преждевременному из­ носу его поверхности.

Внастоящее время на станах горячей и холодной прокатки листа

восновном применяются коллекторы, выполненные из трубы диа­ метром 57—89 мм, вдоль образующей которых приварена пласти­ на с отверстиями диаметром 3 -э- 6 мм, расположенными в 3—4 ряда.

Дискретное истечение жидкости из струйного коллектора не обеспечивает равномерности скоростей течения: в этом случае скорость и интенсивность охлаж­

ния. Уменьшение шага приводит к уменьшению диаметра отверстий, а малые отверстия часто забиваются шламмом из системы охлаж­ дения и выводят из строя целые участки коллектора.

В связи с этим Уралмашзаводом предложена конструкция кол­ лектора с хвостовиком. Принципиальная идея такой конструкции заключается в следующем (рис. 42): охлаждающая жидкость под. давлением подается из цилиндрической части коллектора сквозь ряд отверстий на клиновидный хвостовик-разбрызгиватель, где каждая в отдельности струя сплющивается и, соединяясь со смеж­ ными струями, плоским потоком подается на валок. Задавая шаг, диаметр отверстий, угол разбрызгивателя и т, д., можно добиться требуемого закона распределения скоростей у поверхности валка. Получить плоский поток с помощью только отверстий, выполнен­ ных в виде горизонтальных щелей, нельзя из-за известного в гид­ равлике свойства потока перестраиваться в вертикальный при исте­ чении из плоских отверстий. Самыми рациональными в этом случае

121:

являются круглые отверстия с округленными входными кромками для увеличения коэффициента расхода.

Череповецким филиалом СЗПИ разработана методика расчета параметров такого коллектора. Теоретическое решение задачи о растекании струй по плоской поверхности при наличии трения представляется достаточно сложным, поэтому основные характе­ ристики потоков были получены экспериментально. Целью иссле­ дования явилось определение оптимальных соотношений следую­ щих параметров (рис. 43): шага отверстий s, диаметра отверстий d, угла разбрызгивателя а/2 и длины его полки Lp6. Для проведения экспериментов были изготовлены опытные коллекторы с различ-

Рис. 43. Схема опытного коллектора

ными диаметрами отверстий и с различной комбинацией их распо­ ложения. При этом разбрызгиватель имитировали пластиной, сое­ динение которой с коллектором позволяло поворачивать ее, изме­ няя углы а/2, и фиксировать в требуемом положении. Конструкция опытных коллекторов позволяла также устанавливать пластины различной длины.

В ходе опытов варьировали: давление р в коллекторе (от 2 до 9 бар), диаметр отверстий (3,5; 5,5; 8,0 мм), угол наклона хвосто­ вика а (от 6 до 20°) и его длину Lp6 (40; 80; 135 мм). Отверстия в ли­ цевой пластине коллектора были развальцованы в соответствии с рекомендациями гидравлики по профилю сопла, обеспечивающего максимальную скорость истечения и компактность струй. Диаметр струн на выходе практически был равен диаметру отверстия. Под­ водящий патрубок коллектора оборудован изнутри козырькомотражателем, что исключало влияние на истечение условий входа потока в коллектор.

122

Измерения, выполненные на модели, показали, что угол раст­ вора сплющенной струи (и ширина струи на выходной кромке хво­ стовика) почти не зависят от диаметра сопла и давления в коллек­ торе. Следует считать, что в испытанном диапазоне а и Р струи автомодельны по числу Рейнольдса. Эффекты, связанные с поверх­ ностным натяжением, при большей скорости истечения несущест­ венны. Заметное влияние оказывает угол наклона хвостовика а. Распределение расхода по ширине струи при^различных значениях ■а было измерено с помощью специального щелевого отборника. Результаты представлены на рис. 44. По оси ординат отложены от­ носительные величины местных расходов по ширине струй q, по оси абсцисс — величина угла ß, отсчитываемого от оси струи. Доля полного расхода, пропуска­ емая в струе на участке от ß

до ß + dß, равна qdß, полный относительный расход, оче- 0,06 видно, равен

стовиком может быть получена наложением отдельных кривых, соответствующих истечению из единичного отверстия. В частно­ сти, на рис. 45 показано такое построение для угла а/2 = 13°. Длина хвостовика Lp6 = 135 мм, кромка отверстия коллектора отстоит от хвостовика на 7. мм, длина участка растекания струи по хвостовику 104 мм. Шаг отверстий коллектора s = 100 мм. По­ строение выполнено для двух струй на участке CD (рис. 45) с рас­ стояниями L от места падения струй до сечения АА, равными 200, 220, 240, 260 мм. Пунктирными линиями показаны эпюры распре­ деления расхода по сечению составляющих струй. Отсчет относи­ тельных расходов при Lx — 200 мм ведется от линии Ог, при Ь 2 — = 220 мм — от линии 0 2 и т. д. Сплошные линии изображают со­ ответствующие эпюры суммарных расходов на участке между ося­ ми смежных струй.

Из рис. 45 видно, что существует некоторое оптимальное рас­ стояние L, которое при заданном шаге отверстий и установочном

123

угле хвостовика обеспечивает наибольшую равномерность местных расходов (кривая 2). Следует отметить, однако, что при наложении струй полная аддитивность расходов по ширине не соблюдается: поперечные составляющие скорости на боковых частях струй при­ водят к утолщению потока на участке соприкосновения струй. Ве­ личины и градиенты скорости на обтекаемой поверхности валка, а вместе с ними и интенсивность охлаждения здесь уменьшаются. Поэтому для достижения равномерного охлаждения следует выби­

лекторе необходимый разнос струй по поверхности валка. Высота а кромки отверстия над хвостовиком (см. рис. 43) определяется тех­ нологическими условиями изготовления коллектора, но рекомен­ дуется назначать ее в пределах 2 -ь- 4 мм. В этом случае можно считать, что начало струи (точка пересечения лучей на рис. 46) рас­ положено на входной кромке хвостовика.

2. По L и а определяют подбором шаг отверстий хвостовика s. Для этого строят график местных расходов по типу одной из кривых (см. рис. 44). Затем сложением ординат графика подбирают такой шаг s, при котором обеспечивается 10-процентное увеличение рас­

І24

хода на участке слияния струй. Полученный шаг отверстий при заданной длине коллектора LKдает количество отверстий п = Us. Выполненное построение позволяет также определить расстояние от коллектора до слияния струй на хвостовике ЬСА, длина хвосто­ вика Ьрб выбирается в пределах (0,7 н- 0,8) ЬСА.

3. По расходу охлаждающей жидкости V, рассчитанному по формулам § 9 гл. I, при заданном давлении в коллекторах опреде­ ляют диаметр сопел

Наиболее трудоемкая часть расчета — определение шага от­ верстий коллектора по п. 2 — существенно упрощается с исполь­ зованием графика, представленного на рис. 46.

Оптимальные величины относительного

Расчеты по описанной методике показали, что геометрические размеры (длина полки разбрызгивателя и диамеФр отверстий и шаг) получаются завышенными и такая конструкция коллектора не всегда приемлема в эксплуатации.

Наблюдения и анализ потоков при истечении жидкости одно­ временно из двух и более смежных отверстий показали, что доста­ точный эффект сплющивания потока достигается в том случае, если точка встречи соседних потоков от двух смежных отверстий

125

растекания потока из одного отверстия на срезе разбрызгивателя конструируемого коллектора — можно выразить (в мм) следующим образом:

Используя это условие, длину разбрызгивателя конструируемого

коллектора можно определить из очевид­

Qpti.düJ

иого соотношения

гивателя а/2 определяют, исходя из заданной величины /іс, расстоя-

Рис. 48. Графики для определения ширины растекания струи брб, баз на срезе опытного (базового) разбрызгивателя длиной

-брб, баз “ 1^5 ММ

I — в зависимости от диаметра отверстия при разных углах; II — в за ­ висимости от углов при разных диаметрах отверстия

ния от коллектора до валка /вк и диаметра валка D B:

126

Рис. 49. Графики для определения ширины растекания струи при £рб, баз — 135 мм в зависимости от раз­ мера

127

Т а б л и ц а 4

Исходные данные и результаты расчетов брызгальных коллекторов стана 1700

128