книги из ГПНТБ / Непрерывная разливка стали на радиальных установках

Полученные соотношения позволяют теоретически рассчитать процесс теплопередачи в радиальном кри­ сталлизаторе с учетом особенностей, вносимых криволинейностью технологической оси.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ

Для исследования теплообмена в медных стенках ра­ диальных кристаллизаторов сечением 180X900 (радиус

8 м), 150X600 (радиус 4 м), 75X500 и 130X145 мм (ра­ диус 5 м) устанавливали хромель-копелевые термопары

(рис. 34).

Термоэлектроды запаивали в отверстия пробок оло­ вом по центральной оси с таким расчетом, чтобы спаи термопар находились на расстоянии 5 и 15 мм от рабо­ чей поверхности медных стенок. Термоэлектроды термо­ пар диаметром 0,5 мм изолировали вплоть до спая стеклочулком. Медные пробки с вмонтированными термопа­ рами тщательно притирали к соответствующим конусным отверстиям в медных стенках кристаллизатора. После притирки пробки и отверстия в медных стенках промы­ вали ацетоном; пробки вновь ставили в отверстия и фиксировали гайками со стороны чугунного корпуса. Выступающие части пробок срезали и затачивали за­

п о

10 мм, имевших стенку толщиной 0,8 мм, в которые за­ ливали трансформаторное масло для улучшения условий теплопередачи. Каждый термостолбик представлял со­ бой включенные последовательно три хромель-копеле- вые термопары, поэтому э. д. с. увеличивалась соответ­ ственно в три раза, что является весьма существенным (учитывая незначительное превышение температуры во­ ды над температурой окружающей среды). Температуру охлаждающей воды на входе в кристаллизатор замеря­ ли перед началом разливки термометром. Термостолби­ ки устанавливали по два (вверху и внизу) для каждой из широких медных стенок кристаллизатора и подклю­ чали к 12-точечному потенциометру ЭПП-09 градуиров­ ки ХКДифференциальное подключение термостолбиков (верхних и нижних по каждой из широких стенок) на потенциометре позволило определить перепад темпера­ тур по верху и низу кристаллизатора для каждой из ши­ роких стенок.

Для фиксации контакта в медные криволинейные стенки кристаллизаторов вмонтировали заподлицо с рг-

і и

бочей поверхностью электроизолированные от меди кон­ такторы— стержни диаметром 6 мм из нержавеющей стали (рис. 35). Электроизоляцию контактора в холод­ ной зоне осуществляли текстолитовой втулкой, в горячей зоне — магнезитовым порошком на жидком стекле. Для проверки степени высыхания огнеупорной массы приме­ няли электроконтакт. В момент контакта поверхности слитка с медной стенкой в точке установки контактора замыкалась электрическая цепь, состоящая из корпуса кристаллизатора, добавочного сопротивления, сухого элемента напряжением 3 В, вибратора осциллографа Н-700, контактора и слитка. Это соответствовало всплес­ ку, фиксировавшемуся на фотобумаге. При отсутствии контакта цепь размыкалась и вибратор осциллографа писал нулевую линию.

Характерными являются участки осциллограмм с за­ писью работы электроконтакторов у мениска жидкой стали в кристаллизаторе. На рис. 36 эти участки показа­ ны в увеличенном масштабе. Из рисунка видно, что в мо­ мент соприкосновения жидкой стали с электроконтакто­ ром происходит многократное замыкание и размыкание его (от нескольких до 15—20 циклов в секунду) вследст­ вие рассмотренного выше циклического нарастания обо­ лочки слитка, обусловленного особенностями формообра­ зования мениска жидкого металла.

Действительно, если принять, что диаметр контактора сведен к точечному размеру, то на нем при скоростях вы­ тягивания 0,01—0,02 м/с должно происходить до 3—5 циклов образования критической высоты мениска жидко­ го металла, исходя из максимальной высоты поднятия мениска, определяемой по формулам (90) и (91). Так как в действительности электроконтактор имеет опреде­

112

Рис. 37. Осциллограмма контактирования (кристалли- . затор сечением 75X500 мм; цифры — расстояние от ;

мениска, м):

а — меньший радиус; б — больший радиус

поверхностями слитка и кристаллизатора показаны на рис. 37, из которого видно, что в радиальном кристалли­ заторе отсутствуют участки или зоны постоянного кон­ такта или постоянного газового зазора между поверх­ ностями слитка и стенок. Контакт носит пульсирующий,

ИЗ

неустановившийся характер. Для выявления факторов, влияющих на контакт между криволинейными поверх­ ностями, на осциллограммах записи контактирования ограничивали участки, соответствовавшие постоянной скорости вытягивания слитка и стабильному положению мениска металла в кристаллизаторе. На выделенных участках осциллограмм замеряли длины элементарных моментов контакта и паузы между смежными контакта­ ми. Исходя из скорости движения осциллографной бума­ ги определяли продолжительность элементарных момен­ тов контакта ткі и паузу между контактами тпі. Относи­ тельное время контакта представляло собой величину М:

где Etui — суммарная длительность контакта в рассмат­ риваемой точке, с;

Етпі—суммарная длительность паузы между смеж­ ными контактами, с.

По данным о продолжительности элементарных мо­ ментов контакта и пауз определяли расстояния на по­ верхности слитка, соответствующие моментам его кон­ такта со стенками кристаллизатора исходя из скорости

114

сталлизатора вершин складок на поверхности слитка, или другими словами, в эти моменты слиток опирается на стенки кристаллизатора вершинами складок.

Экспериментальные данные зависимости относитель­ ного времени контакта оболочки заготовки с медными стенками кристаллизатора от времени затвердевания по­

казаны на рис. 38.

По мере удаления от мениска металла уменьшается относительное время контакта оболочки непрерывных слитков со стенками кристаллизаторов, что обусловлено усадкой слитка. Однако даже на выходе из кристаллиза­ тора контакт полностью не прерывается, что свидетель­ ствует об отсутствии в радиальном кристаллизаторе зоны

верхности слитка со стенками кристаллизатора по про­ тивоположным криволинейным сторонам обеспечивает­ ся почти одинаковая.

Зависимости удельного теплового потока от времени затвердевания, полученные статистической обработкой экспериментальных данных, приведены в табл. 3.

Анализ эмпирических уравнений позволяет сделать весьма важный вывод, что интенсивность отвода тепла по противоположным радиальным сторонам кристалли­ затора практически одинакова. Величины средних удель­ ных тепловых потоков несколько различаются, что мож­ но установить при анализе данных, представленных в табл. 4. Отмечая близость значений средних удельных тепловых потоков по противоположным криволинейным

115

,Таблица 3

* I ккал/(м! ч) = 1,163 Вт/мг.

сторонам, следует все же подчеркнуть, что удельный теп­ ловой поток, средний за время пребывания слитка в кри­ сталлизаторе, для конкретных радиальных установок вы­ ше по стороне г, чем по стороне R. Это можно объяснить различными интенсивностями потоков, циркулирующих у фронта затвердевания по противоположным криволиней­ ным сторонам, что экспериментально установлено гид­ равлическим моделированием.

Таблица 4

СРЕДНИЙ УДЕЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ ПОТОК В РАДИАЛЬНЫХ КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ

116

тами теоретических расчетов. Для кривой 3 — термине' ское сопротивление зазора 23аз определяется по урав­ нению

Величина удельного теплового потока зависит от ко­ эффициента теплоотдачи от жидкой стали к оболочке. Однако даже при изменении вдвое коэффициента тепло­ отдачи величина удельного теплового потока изменяется на 8—9%. Этим, очевидно, можно объяснить тот факт, что теплопередача по противоположным криволинейным сторонам в кристаллизаторе существенно не различа­ ется.

4.ТЕПЛООТДАЧА

ВЗОНЕ РОЛИКО-ФОРСУНОЧНОГО ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ

Методика определения оптимального режима вторич­ ного охлаждения водой вертикального непрерывного слитка достаточно подробно разработана [5, 14, 107, 108]. Выбор режима вторичного охлаждения сводится главным образом к определению расходов воды по дли­ не и периметру затвердевающего слитка, при которых обеспечивается высокое качество литого металла. Пока еще не представляется возможным найти строгое анали­ тическое решение оптимального режима водяного вто­ ричного охлаждения, так как невозможно учесть боль­ шое число факторов, влияющих на процесс формирова­ ния структуры слитка.

Поэтому задача подбора оптимального режима вто­ ричного охлаждения обычно сводится в первую очередь к определению количественных зависимостей между ско­ ростью затвердевания и отводом теплоты кристаллиза­ ции во внешнюю среду. Расчетные и экспериментальные данные по режиму вторичного охлаждения затем коррек­ тируются в конкретных условиях с учетом получения ка­ чественного слитка.

Теплоотдача в зоне вторичного охлаждения на ради­ альных установках непрерывной разливки стали проте­ кает в более сложных условиях, чем на вертикальных. Дополнительная сложность состоит в том, что криволи­

118

нейная грань меньшего радиуса непрерывного слитка ох­ лаждается водой, поступающей в основном сверху, а грань большего радиуса охлаждается водой, поступаю­ щей в основном снизу. Это создает разные условия вы­ нужденного движения пленки воды вдоль охлаждаемых поверхностей противоположных криволинейных граней и, следовательно, может привести к различным коэффици­ ентам теплоотдачи при одинаковых удельных расходах воды.

Исследованиями установлено [44], что для расчета удельного расхода воды, обеспечивающего заданный ко­ эффициент теплоотдачи, исходная зависимость имеет вид Nu=f(Re), согласно которой определяющими являются условия вынужденного движения пленки жидкости вдоль стенки. Испарение охлаждающей воды, влияющее на теплоотдачу, также не будет одинаковым в указанных условиях охлаждения криволинейного слитка.

Коэффициенты теплоотдачи в условиях вторичного охлаждения водой противоположных криволинейных гра­ ней определяли на экспериментальной установке, являю­ щейся моделью зоны вторичного охлаждения радиальной УНРС (рис. 40). Установка состоит из нагревательной печи, опытного образца слитка, водяного форсуночного охлаждения, систем водо- и газоснабжения, канализа­ ции, мерных баков и контрольно-измерительных прибо­ ров. В нагревательной печи, работающей на природном газе, разогревали опытный образец до заданной темпера­ туры, после чего поверхности образца орошали водой из форсунок в течение 3 мин, не прекращая одновременно подогрева образца газовыми горелками с противополож­ ной стороны. На установке, моделирующей вторичное ох­ лаждение грани меньшего радиуса криволинейного слит­ ка, нагрев проводили снизу, а охлаждение — сверху. На установке, моделирующей вторичное охлаждение грани большего радиуса, нагрев проводили сверху, а охлажде­ ние снизу.

Фактические значения коэффициентов теплоотдачи рассчитывали на основании опытных данных по уравне­ нию [14]:

GB (1 - X ) ( U - h ) + G BX (640 - U)

F В Т (^ П О В ^ l )

M9