close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

bd000103517

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
КАЛЯГИН Ю Р И Й АЛЕКСАНДРОВИЧ
ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКЕ СТАЛИ И
В ОБОРУДОВАНИИ М А Ш И Н НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ЗАГОТОВОК
Специальность 05.14.04 - Промышленная теплоэнергетика
Автореферат диссертации
на соискание ученой степени
доктора технических наук
Череповец - 2005 г.
Работа выполнена в Череповецком государственном университете.
Научный консультант
Официальные оппоненты
- доктор технических наук, профессор
Шестаков Николай Иванович
доктор технических наук, профессор
Осипов Юрий Романович
■ доктор технических наук, профессор
Шаров Геннадий Иванович
доктор технических наук, профессор
Любов Виктор Константинович
Ведущее предприятие
ОАО «Институт тепловых металлургических
агрегатов и технологий «Стальпроект»
имени В.Е. Грум-Гржимайло», г. Москва
Защита диссертации состоится «23» декабря 2005 г. в 14 часов на за­
седании диссертационного совета Д 212.297.01 в Череповецком государст­
венном университете по адресу: 162600, г. Череповец Вологодской обл., пр.
Луначарского, 5.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Череповецкого го­
сударственного университета.
Автореферат разослан « 2 1 ноября
Ученый секретарь
диссертационного совета
» 2005 г.
>/
Никонова Е.Л.
Q^ / jW-7^
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. В настоящее время, как в России, так и во всем мире, осо­
бое место уделяют совершенствованию процесса непрерывной разливки и увеличению
количества стали, производимой на машинах непрерьтного литья заготовок (МНЛЗ),
главными технологическими функциями которых являются фазовый переход металла
из жидкого состояния в твердое и формирование слитка в процессе его вытягивания.
Расширение м^очного сортамента разливаемых сталей, в том числе склонных к
развитию трещин, возросшая конкзфенция на отечественном и внешнем рынке метал­
лопродукции и, как следствие, ужесточение требований к качеству металла требуют
дальнейшего развития теории и практики процесса непрерывной разливки стали.
Стабильность и производительность процесса непрерывного литья, а также каче­
ство получаемых слитков во многом определяются характером теплообмениых про­
цессов, протекающих в кристаллизаторе МНЛЗ, представляющем собой зону началь­
ного формирования слитка, и в зоне вторичного охлаждения (ЗВО), расположенной
после кристаллизатора.
Методы расчета тепловых процессов при формировании непрерывнолитой заго­
товки и в оборудовании МНЛЗ наиболее полно рассмотрены в трудах А.Д. Акименко,
А.А. Скворцова, Д.П. Евтеева, Е.М. Китаева, В.М. Нисковских, В.И. Дождикова, В.А.
Емельянова, В.М. Паршина, B.C. Рутеса, М.Я. Бровмана, М.С. Бойченко, А.В. Третья­
кова, Ю.А. Самойловича, Н.И. Шестакова, Л.С. Рудого, Б.И. Краснова, В.А. Карлика,
Д.А. Дюдкина, О.В. Носоченко, А.А. Целикова, Л.Н. Сорокина, В.И. Лебедева, А.Л.
Кузьминова, И. В. Самарасекеры, Д.К. Бримакомба, К. Вюнненберга и др. Закономер­
ности формирования слитка рассмотрены в работах, Г.П. Иванцова, А.И. Вейника,
В.А. Ефимова, Р.Т. Сладкоштесва, Б.Т. Борисова, В.А. Журавлева, З.К. Кабакова, А.И.
Манохина, А.Н. Шичкова, М. Вольфа, М. Редра, ГТ.В. Рибоуда, Д.В. Флорчака и др.
Несмотря на большое количество проведенных исследований и разработанных на
их основе методов расчета, тепловые процессы в криволинейных слябовых МНЛЗ
изучены недостаточно, что сдерживает эффективность их использования.
Настоящая работа посвящена исследованию тепловых процессов, протекающих
при непрерывной разливке стали, и выполнялась в соответствии с координационным
планом МинЧМ СССР, программами К П НТП С Э В (разделы 4.3.4.1, 4.3.4.3), МинВУЗа СССР «Металл» (раздел 04.06), единым заказ-нарядом Министерства образования и
науки Р Ф по Головному Совету Энергетика и связана с выполнением НИР «Разработка
и внедрюние комплексной системы оперативного информирования и контроля тепло­
вого режима МНЛЗ с целью обеспечения скорости разливки до 1 м/мин» ( № Г Р
01.83.0040191), «Опытно-промышленное освоение способов и средств контроля и уп­
равления тепловыми режимами непрерывной разливки при скорости вытягивания слябовой заготовки свыше 1 м/мин» (№ Г Р 01.85.0021205), «Исследование закономерно­
стей тепломассообмена и гидродинамики при кристаллизации металла в подвижных
объектах (код темы по ГРНТИ: 44.31.35, наименование годового этапа на 2004 г. «Ис­
следование закономерностей тепломассообмена и гидродинамики в кристаллизаторах
щелевого типа») и другими.
Цель работы - развитие теории тепловых процессов, протекающих в непрерывноотливаемом слитке и элементах оборудования МНЛЗ - кристаллизаторе и З В О , раз­
работка на основе этого инженерных методов расчета теплообмена при непрерывной
разливке стали, совершенствование технологии разливки и конструктивных элементов
МНЛЗ, повышение эксплуатационной стойкости оборудования и улз^шение качества
металла.
Методы исследования. Работа выполнялась на основе комплексных натурных,
физических и теоретических исследований с применением аналитических и численных
методов решения систем дифференциальных уравнений процессов теплообмена с
применением программного обеспечения Mathcaid 2000, Matlab 6R12 и собственных
профаммных разработок. Исходными данными для получения граничньпс условий при
РОС. НАЦИОНАЛЬНАЯ ,
БИБЛИОТЕКА
1
л
моделировании теплообменных процессов послужили результаты натурных замеров
толщины оболочки слитка на МНЛЗ, температуры рабочих стенок кристаллизатора и
экспериментальные данные характеристик орошения слитка в ЗВО, полученные как в
промышленных, так и в лабораторных условиях на специально разработанном стенде.
Научная новизна работы.
1. По разработанной математической модели теплообмена в кристаллизаторе с ис­
пользованием полученной взаимосвязи тепловых и технологических параметров раз­
ливки получены закономерности протекания тепловых процессов при формировании
оболочки слитка на установившихся, переходных и аварийных режимах разливки.
2. Из решения задачи о затвердевании слитка при граничных условиях третьего
рода получены аналитические выражения для расчета толщины твердой фазы, темпе­
ратуры жидкого металла и твердой оболочки по поперечному сечению слитка.
3. Разработана методика расчета теплообмена в зоне кристаллизатора в условиях
действующей М Н Л З на установившихся и переходных режимах разливки с использо­
ванием аналитических расчетов температурных полей и тепловых потоков в слитке и в
слое защитного шлака.
4. В натурных условиях получены закономерности изменения теплообменных ха­
рактеристик в кристаллизаторе с торцевыми стенками из жаропрочной дисперсионнотвердеющей бронзы при изменении конструктивных и технологических параметров
разливки.
5. Методами математического и физического моделирования получены законо­
мерности изменения теплообменных характеристик по окружности канала в рабочей
стенке кристаллизатора со сверлеными каналами при различных расходах охлаждаю­
щей воды.
6. Методами математического и физического моделирования получены законо­
мерности изменения теплообменных характеристик и эксплуатационных свойств за­
щитных покрытий рабочих стенок щелевьпс кристаллизаторов в зависимости от их
конструктивных параметров.
7. Получены аналитические выражения для расчета термического сопротивления
рабочей стенки кристаллизатора с щелевыми каналами и методом математического
моделирования установлены закономерности влияния конструктивных параметров
рабочей стенки на режим ее охлаждения.
8. Получено аналитическое решение задачи Стефана в цилиндрической системе
координат в зоне деформации слитка поддерживающими роликами.
9. Разработаны методологические основы определения гидродинамических и теп­
лотехнических характеристик форсунок на основе видео-компьютерного анализа рас­
сеяния света, проходящего через факел диспергированной жидкости.
10. Разработана математическая модель процесса охлаждения сляба в З В О М Н Л З
и установлены основные закономерности изменения теплообменных характеристик
при стационарных и переходных режимах разливки.
Практическая ценность и реализация результатов работы.
1. На основе проведенного гидравлического анализа применяемых систем охлаж­
дения разработан и внедрен в производство кристаллизатор с усовершенствованной
системой охлаждения и внедрено рациональное значение величины конусности тор­
цевых стенок кристаллизатора.
2. На основе проведенных экспериментально-теоретических исследований разра­
ботаны, испытаны и внедряются в практику непрерьшной разливки новые технические
решения по совершенствованию теплосьема в кристаллизаторе МНЛЗ, большинство
которых защищено авторскими свидетельствами на изобретения.
3. Показана принципиальная возможность и испытано устройство для прогнозиро­
вания аварийных ситуаций (прорывов) в кристаллизаторе на основе измерения темпе­
ратуры ра1бочих стенок.
4. Показано, что применение защитных покрытий на основе хрома и никеля с
ультразвуковой обработкой в процессе их нанесения может повысить стойкость рабо­
чих стенок в S-10 раз.
5. Разработан способ динамического охлаждения сляба в ЗВО МНЛЗ, защищенный
дв)гмя патентами на изобрютения.
6. Для уменьшения количества дефектов на получаемых заготовках при охлажде­
нии металла в ЗВО криволинейных МНЛЗ разработады, испытаны и внедрены в опыт­
но-промышленную эксплуатацию новые способы и средства контроля геометрических
параметров технологической оси и повышения точности настройки роликовой про­
водки с использованием оптоэлектронных методов, защищенные авторскими свиде­
тельствами на изобретения.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований прошли проверку в
промышленньк условиях на ОАО «Северсталь», внедрены или рекомендованы к вне­
дрению в конвертерном производстве ОАО «Северсталь», а также могут быть исполь­
зованы организациями, занимающимися проектированием и разработкой технологиче­
ских режимов непрерывной разливки стали и модернизацией оборудования МНЛЗ.
Практическая ценность и перспективность разработок подтверждены актами вне­
дрения, использования и промышленных испытаний, приведенных в приложении.
Разработанный способ динамического охлаждения сляба в ЗВО рекомендуется к вне­
дрению в систему автоматизации МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Север­
сталь».
Апробация работы. Основные разделы работы докладывались на 9-й научнотехнической конференции «Новая техника и технология в металлургическом и хими­
ческом производстве» (Череповец, 1983), 3-й межвузовской конференции «Теплофизические процессы при непрерывной разливке и прокатке полос и листов» (Череповец,
1984), 10-й научно-технической конференции «Экономия производственных ресурсов
и повышение качества продукции в металлзфгической и химической промышленно­
сти» (Череповец, 1985), Всесоюзной научно-технической конференции «Совершенст­
вование тепловых процессов при производстве проката черных металлов» (Череповец,
1986), Всесоюзном научно-техническом семинаре «Проблемы повышения эксплуата­
ционной стойкости и надежности оборудования машин непрерывного литья загото­
вок» (Свердловск 1986), 10-й Всесоюзной научно-технической конференции по про­
блемам стального слитка «Совершенствование процессов разливки и кристаллизации
стали» (Жданов, 1987), 11-й Всесоюзной конференции по проблемам слитка «Процес­
сы разливки, модифицирования и кристаллизации стали и сплавов» (Волгоград, 1990),
Международной научно-технической конференции. «Теплотехнология непрерывной
разливки стали и горячей листовой прокатки» (Вологда, 1991), 4-й Международной
конференции «Кристаллизация: компьютерные модели, эксперимент, технологии»
(Ижевск, 1994), 2-й и 4-й Международных научно-технических конференциях «Повы­
шение эффективности теплообменных процессов и систем» (Вологда, 2000, 2004), 2-й
региональной межвузовской и 1-й, 2-й и 3-й общероссийских научно-технических
конференциях «Вузовская наука- региону» (Вологда, 2001, 2003, 2004, 2005), 3-й и 4й Международных научно-технических конференциях «Информационные технологии
в производственных, социальных и экономических процессах» (Череповец, 2001,
2004), научно-технической конференции «Северсталь - пути к совершенствованию»
(Череповец, 2003), 3-й межвузовской научно-технической конференции «Фундамен­
тальные проблемы металлургии» (Екатеринбург, 2003), 1-й и 2-й Международных
Неделях Металлов (Москва, 2003, 2004), 4-й и 5-й Международных научнотехнических конференциях «Прогрессивные процессы и оборудование металлургиче­
ского производства» (Череповец, 2003, 2005), Международной научно-технической
конференции, посвященной 75-летию АГТУ (Архангельск, 2004), Международной
научно-технической конференции «Моделирование, оптимизация и интенсификация
производственных процессов и систем» (Вологда, 2004), на Всероссийской научно-
технической конференции «Непрерывные процессы обработки давлением», посвящен­
ной 100-летию со дня рождения академика А.И. Целикова (Москва, 2004).
Публикации. Основные материалы диссертации изложены в 86 работах (из них 3
монографии). На 43 технических решения получены 24 авторских свидетелыггва и
патента на изобретения. Выпушено 7 отчетов по НИР.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, семи
глав, заключения и приложений. Общий объем работы 443 страницы машинописного
текста, включает в себя 185 рисунков, 6 таблиц, список литературы, состоящий из 559
наименований, приложения на 93 страницах.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность проблемы, сформулирована цель работы,
описаны методы исследований и приведена характеристика струкгуры диссертации.
В главе 1 «СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА О Т Е П Л О Т Е Х Н И Ч Е С К И Х ПРОЦЕССАХ
ПРИ Н Е П Р Е Р Ы В Н О Й Р А З Л И В К Е СТАЛИ» на основе анализа литерагурных источ­
ников показано, что:
1. Дальнейшее совершенствование технологии непрерывной разливки, качество
непрерывного слитка, надежность и производительность МНЛЗ в значительной мере
зависят от совершенствования ее тепловой работы и от возможностей управления
процессами теплопередачи и затвердевания непрерывных слитков.
Тепловые процессы в кристаллизаторе МНЛЗ зависят в основном от скорюсти вы­
тягивания слитка, температуры поступающего расплава, расхода и нагрева охлаждаю­
щей воды и ее распределения по каналам системы охлаждения, расхода шлакообразующей смеси, частоты качания кристаллизатора, уровня мениска металла Условия
теплосъема в кристаллизаторе также определяются его конструктивными параметрами
и технологическими приемами эксплуатации. К их числу относятся конусность кри­
сталлизатора материал рабочих стенок, вид защитных покрытий рабочих стенок, спо­
соб их нанесения и эксплуатационные свойства. Закономерности влияния перечислен­
ных выше факторов на теплообмен слитка с кристаллизатором при их изменении изу­
чены недостаточно, поэтому практически не используются для совершенствования
теплосъема в кристаллизаторе Не решен вопрос выбора величины рациональной ко­
нусности узких стенок с учетом конструктивных особенностей МНЛЗ, создания тре­
буемых условий охлаждения слитка в кристаллизаторе и повышения качества поверх­
ности заготовок. Не исследованы теплообменные характеристики по высоте и пери­
метру рабочих стенок в кристаллизаторе с торцевыми стенками из дисперсионнотвердеющей бронзы БрНКрХКо при изменении конструктивных и технологических
параметров разливки.
2. При расчёте теплопередачи в кристаллизаторе средний коэффициент теплоотда­
чи от стенки к воде определяется с помощью критериальной зависимости М.А. Михеева Nu = fl[Re, Pr) и др. Расход воды сильно влияет на ее нагрев, поэтому он не должен
уменьшаться до значения, при котором возникает местное кипение воды. Это приво­
дит к отложению солей на стенках каналов, особенно в верхней части кристаллизато­
ра где тепловые потоки максимальны, что снижает коэффициеиг теплоотдачи на дан­
ных участках поверхности. В результате нарушается равномерность теплопередачи в
кристаллизаторе, искажается профиль его рабочей полости и увеличивается число
поверхностных дефектов в слитке.
При отсутствии в промышленной эксплуатации кристаллизаторов с защитными
покрытиями исследование влияния конструктивных параметров на теплообмен в стен­
ках, процессы истирания и отслаивания покрытий от медной стенки может быть про­
ведено методом математического и физического моделирования.
Исследование тепловых режимов работы кристаллизатора, позволяющее выявить
основные закономерности теплообмена для кристаллизаторов щелевого типа в лите­
ратуре не отражено. Отсутствуют инженерные методики расчета термического сопро-
6
тивления рабочей стенки кристаллизаторов, как с круглыми, так и с прямоугольными
щелевыми каналами, а также данные по влиянию конструктивных параметров рабочей
стенки на его величину. Не исследован режим охлаждения рабочей стенки щелевого
кристаллизатора от величины теплового потока, скорости движения охлаждающей
жидкости и ее температуры. Отсутствие таких данных не позволяет совершенствовать
методику расчета и режим работы кристаллизаторов с каналами щелевого типа.
3. В настоящее время не имеется данных по исследованию расходных характери­
стик систем охлаждения «петлевого» типа, применяемых на слябовых кристаллизато­
рах криволинейных МНЛЗ.
4. Существенные резервы улучшения условий теплосъема в кристаллизаторе за­
ключаются в совершенствовании систем охлаждения, регулировании расходов воды и
интенсификации теплоотдачи в каналах охлаждения. Наиболее эффективными спосо­
бами воздействия на равномерность формирования оболочки слитка и интенсивность
теплообмена в кристаллизаторе являются изменение и регулирование по его высоте и
периметру термического сопротивления зоны контакта слитка с кристаллизатором.
Изменение угла наклона (конусности) рабочих стенок является эффективным спосо­
бом воздействия на теплообменные характеристики кристаллизатора и получает ши­
рокое распространение.
В настоящее время отсутствуют методики постоянного контроля теплообмена в
зоне кристаллизатора в условиях действующей МНЛЗ на установившихся и переход­
ных режимах разливки с использованием аналитических расчетов температурных по­
лей и тепловых потоков в слитке.
5. Анализ оборудования, применяемого при испьгганиях форсунок, показал, что
эти исследования требуют длительного времени и большого объема измерений с по­
следующей их обработкой для получения гидродинамических и теплотехнических
характеристик форсунок.
6. При организащ1и работы ЗВО следует обеспечить равномерное охлаждение за­
готовки по ширине, а также рациональное изменение интенсивности охлаждения
вдоль технологической оси МНЛЗ, что достигается правильным выбором форсунок и
внедрением эффективных режимов охлаждения. На большинстве отечественных
МНЛЗ применяются режимы охлаждения с резким изменением расходов воды по сек­
циям ЗВО на значения, соответствующие новой скорости разливки (скорости вытяги­
вания) без учета инерционности переходного процесса. В связи с этим имеется необ­
ходимость в разрабсггке способа динамического охлаждения сляба в МНЛЗ, позво­
ляющего вьщерживать рациональный температурный режим охлаждения сляба при
стационарных и переходных режимах разливки.
В связи с изложенным ставятся следующие основные задачи исследования:
1. На основе полученной взаимосвязи тепловых и технологических параметров
разливки с использованием разработанной математической модели теплообмена в
кристаллизаторе, учитывающей конструктивные особенности МНЛЗ, изучить тепло­
вые процессы формирования оболочки слитка на установивщихся, переходных и ава­
рийных режимах разливки.
2. Путем аналитического решения задачи затвердевания слитка при фаничных
условиях третьего рода получить зависимости для расчета основных теплообменных
характеристик в кристаллизаторе МНЛЗ. Методом математического и физического
моделирования исследовать теплообменные характеристики в рабочей стенке кри­
сталлизатора со сверлеными каналами при различных расходах охлаждающей воды и
эксплуатационные свойства защитных покрытий рабочих стенок щелевых кристалли­
заторов с каналами охлаждения круглой и прямоугольной формы. Разработать инже­
нерную методику для расчета термического сопротивления рабочей стенки щелевого
кристаллизатора и исследования влияния конструктивных параметров рабочей стенки
на его величину и режим охлаждения стенки.
3. Методом математического моделирования и экспериментальными исследова­
ниями провести гидравлический анализ применяемых систем охлаждения, по резуль-
7
гатам которого предложить пути их усовершенствования с целью создания условий
равномерного охлаждения слитка в кристаллизаторе МНЛЗ.
4. Разработать технические решения по совершенствованию теплосъема в кри­
сталлизаторе МНЛЗ и методику оценки теплообмена на установившихся и переходных
режимах разливки с использованием аналитических расчетов температурных полей и
тепловых потоков в слитке.
5. Получить аналитическое решение задачи Стефана в зоне деформации слитка
поддерживающими роликами для расчета теплообмена в ЗВО.
Разработать методологические основы определения гидродинамических и тепло­
технических характеристик форсунок на основе видео-компьютерного анализа рассея­
ния света, проходящего через факел диспергированной жидкости, позволяющие про­
водить оперативную работу по корректировке их характеристик для получения тре­
буемых режимов охлаждения, а также унификацию и стандартизацию конструктивных
параметров форсунок с целью снижения количества применяемых типоразмеров.
6. Разработать способ динамического охлаждения сляба в МНЛЗ для уменьшения
количества дефектов на его поверхности при стационарных и переходных режимах
разливки.
В главе 2 « Э К С П Е Р И М Е Н Т А Л Ь Н Ы Е И С С Л Е Д О В А Н И Я Т Е П Л О О Б М Е Н А В
КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ» разработана методика исследования режима работы кристал­
лизатора в натурных условиях, включающая комплексные исследования тепловых и
механических процессов в рабочих стенках из медных и бронзовых сплавов при раз­
личной величине относительной конусности торцевых стенок и изменении технологи­
ческих параметров разливки. Методика включает непрерывное измерение интеграль­
ного теплового потока в кристаллизаторе по расходу и нагреву охлаждающей воды,
замер температурного поля рабочих стенок по периметру и высоте с помощью разра­
ботанных и изготовленных датчиков температуры, измерение скорости вытягивания,
расхода воды, температуры разливаемого металла, уровня металла, расхода шлакообразующей смеси и частоты качания кристаллизатора, относительной конусности, уси­
лия вытягивания слитка, механического износа рабочих стенок и качества поверхности
слитков на установившихся, переходных и критических режимах разливки. Датчики
подвергали индивидуальной градуировке по показаниям образцовой платинородийплатиновой термопары П Р 13/0 методом сличения в жищкостной ванне в диапазоне
температур от 50 до 350 ° С . Температура рабочих стенок в процессе разливки непре­
рывно изменяется, что вызвано непрерывным изменением условий теплообмена в зоне
контакта слитка с кристаллизатором. При изучении влияния параметров разливки на
теплообмен рассматривались участки, в которых технологические и тепловые режимы
МНЛЗ оставались постоянными, а колебания температуры стенок в замеряемых точках
имели наименьшую амплитуду. В этих точках вычислялась среднеинтегральная тем­
пература Т\ за время(TJ - Т , ) ПО формуле: jr _
1
}j.
(л^,
где
■■■г " ' ^ 1 1 ,
чальное и конечное время исследуемого промежутка. Лабораторные испыгания и
моделирование температурного поля стенки с датчиком методом элекгротспловой
аналогии показали, что погрешность измерения температуры в местах установки дат­
чика в диапазоне температур 50-200 ° С не превышает 1 % . Погрешность измерения
температуры в натурных условиях не превышала 1,28 %
Обнар)окена существенная неравномерность теплоотвода по высоте и периметру
кристаллизатора Плотность теплового потока от слитка к рабочим стенкам на различ­
ных участках отличается более, чем в 20 раз (рис. 1).
Установлено наличие двух максимумов теплоотвода по высоте. Время переходно­
го режима при изменении скорости разливки составляет 3-5 мин. и определяется пере­
ходными процессами в нижней части кристаллизатора, при этом начало переходного
режима совпадает с моментом изменения скорости, а завершение - с моментом уста­
новления квазистационарного интегрального теплосъема в кристаллизаторе.
8
Установлена качественная и
количественная взаимосвязь ско­
рости вытягивания слитка, тем­
пературы поступающего распла­
ва, расхода охлаждающей воды,
уровня мениска металла, расхода
шлакообразующей смеси и час­
тоты качания кристаллизатора с
тепловыми процессами форми­
рования оболочки слитка. Инте­
гральный тепловой поток при
изменении скорости разливки от
0,3 до 0,9 м/мин линейно возрас­
тает в 1,5 раза и зависит от тем­
пературы поступающего распла­
ва. Уменьшение расхода охлаж­
дающей воды на кристаллизатор
с 420 м'/час до 240 м^час вызы­
вает снижение теплового потока
менее, чем на 1,3 % (рис. 2).
Установлено, что изменение
уровня мениска металла приво­
дит к эквидистантному смеще­
нию температурных полей теп­
ловых потоков по высоте кри­
сталлизатора. При увеличении
расхода шлакообразующей смеси
суммарный теплосъем в кристал­
лизаторе сначала
возрастает,
затем достигает максимума и,
далее, снижается, интенсивность
теплообмена при этом изменяет­
ся по всей площади рабочих сте­
нок. Интегральный теплосъем в
кристаллизаторе и толщина обо­
лочки под влиянием этих парамет­
ров изменяются на 5-7 % , что со­
ставляет 15-20 % амплитуды их
изменения. При повышении часто­
ты качания кристаллизатора с 20
до 100 мин ■', теплосъем и толщи­
на оболочки слитка в кристаллиза­
торе возрастают в среднем на 3 % ,
при этом неравномерность теплосъема по высоте рабочих стенок
несколько снижается.
Рис. 1. Распределение плотности теплового
потока в рабочих стенках кристаллизатора
А'.'
У.
Т.-
МВт
'С
11
3,55
240
9
3,45
220
7
3.35
200
°С
Ч ^'
Д'.
V
Q
Ч
240
280
320
С„
м'/ч«с
Рис. 2. Влияние расхода охлаждающей воды
Рис. 3. Влияние угла наклона на ин­
тегральный тепловой поток в медных
В натурных условиях получе­
(—) и бронзовых (—) торцевых стен­
ны количественные характеристи­
ках: 1, 2, 3, 4 — д л я скоростей разливки
ки влияния углов наклона торце­
0,5; 0,6; 0,7 и 0,9 м/мин
вых стенок на теплообмен в кри­
сталлизаторе криволинейных слябовых МНЛЗ (рис. 3). Показано, что увеличение конусности с 0,68 % до 1,36 % позво­
ляет увеличить интегральный тсплосъем с узких медных стенок на 24^36 % при ско­
рости разливки 0,5-И),6 м/мин и на 8-5-10 % при скоростях разливки 0,8-^1,0 м/мин. Уве-
9
личение конусности в большей степени влияет на теплообмен в нижней части кри­
сталлизатора па расстоянии 0,5-Ч),6 м от его верхней кромки. По рлзультатам исследо­
ваний рекомендовано увеличить конусность кристаллизатора на 0,27-Ч),31 % , что по­
зволяет ликвидировать имеющуюся разнотолщинность оболочки слитка на выходе из
кристаллизатора по широким и торцевым стенкам без снижения качества поверхности
слитка и стойкости стенок.
Изучены закономерности изменения теплообменных характеристик в кристаллиза­
торе с торцевыми стенками из специальной дисперсионно-твердеющей бронзы
(БрНКрХКо), теплопроводность которой составляет 60-=-70 % от теплопроводности
меди. Установлено, что температура бронзовых стенок на 905-110 "С выше, чем мед­
ных. Распределение температуры и плотности теплового потока по высоте стенок от­
личается большой неравномерностью на бронзовых стенках за счет меньшей тепло­
проводности
материала
Перепад
температуры по высоте в 1,7-!-2 раза
больше и составляет по абсолютной
величине 230*260 "С по сравнению со
110*150 "С для медных стенок. Плот­
ность теплового потока изменяется в
6-9 раз по сравнению с 3,5*5 раз в
медных стенках. Характерной осо­
бенностью является более высокая,
чем на медных стенках, плотность
теплового потока на уровне падения
струи металла из выпускных отвер­
стий стакана, величина которой лишь
на 20*30 % меньше, чем максималь­
ное значение в подменисковой зоне
(рис. 4, 5).
Рис. 4. Изменение плотности теплового
потока по высоте бронзовых торцевых
Установлено, что интегральный
тенок. Цифры у кривых: 0,6; 0,9 - скорость
теплосъем на бронзовых торцевых
>азливки, м /мин; 0,68; 1,36 - относительная
стенках при изменении угла наклона
конусность, %
изменяется меньше, чем на медных.
Относительное увеличение составля­
о МВт
ет 13 % при скорости разливки 0,6
ш =0,6» /мин
М-!
м/мин и 7,5 % - при 0,9 м/мин, что на
0 6' ; %
11 % и 2 % меньше, чем для соответ­
2,0
У
ствующих условий в медных стенках
\
(рис. 3). За счет меньшего усилия
1,6
•)
вытягивания и несколько меньшего
износа бронзовьк стенок их стой­
1,2
кость может быть повышена на 11-16
г"
0,8
.
%.
Показана принципиальная воз­
можность
обнаружения
разрывов
•-.-.
оболочки слитка в кристаллизаторе,
прогнозирования и предотвращения
0,2 0,4 0,6 0,8 Z, м
прорывов оболочки под кристаллиза­
Рис. 5. Изменение плотности
тором по характеру изменения инте­
теплового потока по
грального теплосъема и температуры
высоте медных (—) и
рабочих стенок (рис. 6).
бронзовых (—) торцевых стенок
В главе 3 «МАТЕМАТИЧЕСКОЕ
И Ф И З И Ч Е С К О Е МОДЕЛИРОВА­
Н И Е Т Е П Л О О Б М Е Н А В КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ» разработано математическое описа­
ние тепловых процессов формирования оболочки слитка, учшывающее тепловые и
0,4
10
•-^SStv
технологические параметры на различ­
ных режимах разливки. В качестве ус­
ловий однозначности используется по­
лученное путем непосредственных за­
меров температурное поле рабочих
стенок кристаллизатора. Расчетная схе­
ма приведена на рис. 7.
Индекс 1 соответствует жидкому ме­
таллу, 2 - двухфазной зоне, 3 - оболочке
слитка, 4 - рабочей стенке кристаллиза­
тора, 5 - охлаждающей воде, 6 - корпусу
кристаллизатора, 7 - окружающей сре­
де. Расплавленный металл 1 поступает в
рабочую полость кристаллизатора и
затвердевает, образуя двухфазную зону
2, которая ограничена изотермами лик­
видуса а'и солидуса Ь'. Оболочка слит­
ка 3 поверхностью с' контактирует с
рабочей стенкой кристаллизатора 4. В
Рис. 6. Диаграмма изменения
температуры рабочей стенки кристаллизатора
и охлаждающей воды при прорыве оболочки
слитка:
1 - нафев охлаждающей воды в кристаллиза­
торе; 2,3,4 - показания датчиков температуры
5,6и7
рабочей стенке 4 на расстоянии С^ от внутренней поверхности выполнены сверленые
каналы 5 диаметром rf„ расположенные с шагом 2^4 по периметру стенок. Охлаждаю­
щая вода движется в каналах 5 со скоростью ces в направлении, совпадающем со ско­
ростью разливки и или противоположном. Рабочие стенки установлены в корпусе 6 и
крепятся к нему с помощью шпилек.
■■'""—г'-:£)/
/
"■■''■'J'-X
'1//-'Л<^/
r-'/S^/
-fiH
- mt
i'v-
-А^'г
/ W-л
/ / iT" ///
rilziS'v^l
ли
I Л'
Н\ I
Ч f 1- i
'V
' --lh<\\\
У'мМ\ ■ i r
Рис. 7. Расчетная схема зоны начального формирования оболочки слитка
Математическая модель, описывающая тепловые процессы формирования слитка в
кристаллизаторе, имеет вид:
11
(д%
*\дх'
Сэф(Ги)-
д%
8%^
ду'
dz^ ]
1
(1)
di
>~
т,<т„<. Те
дх
С,
дТ.
Гн< Т,.
Условия однозначности:
. /.-. = /,гт;;л
= л(т);г,/.=г,,г,/.=г,; -^
дТ
-^ATJ
->-ЛТ,)
дп
_ г EZJL/
■ /
dz
R
~
2=Н
on
on
О
-(Т./
>
- n i - r Eli-/,.-о OSz</j;
дг
(2)
on
T^ Id' = f^(x.y.z.z);T^ I^. = /,(r,>.,i.T);
T^ / z^o= f^(x y.i);T
^ / T = 0 = fj'-y-^)
■
Математическая модель (1), (2) использовалась для исследования динамики усло­
вий формирования оболочки слитка на различных режимах разливки. Система уравне­
ний (1) решалась численными методами, причем, в качестве исходных данных исполь­
зовалось распределение температуры в рабочих стенках полученное в ходе натурных
измерений.
Исследование влияния различных факторов проводилось на установившихся ре­
жимах разливки. На поверхности задавались граничные условия второго рода. Мате­
матическая модель ( 1 ) , (2) для широких граней имеет вид:
|(K.(r.)f] = c,(r.).p.(0«.f^
Условия однозначности:
rsf
- К(Г^Ц^/..о
ox
. аг„
= о;
QT
- ^ATJ^^/'-
ox
' ^ « ( ^ J = 64,1-0,076 r „ +3.94
dz
= q,r4
i =1 - 5;
10-'r,';
Pu(TJ=n20
- 0,076 Г . -7,11 1 0 - ' r „ ' .
Функция q^ (2) задавалась с помощью найденных выражений в зависимости от скоро­
сти разливки, температуры поступающего расплава, расхода шлакообразующей смеси,
расхода воды на охлаждение кристаллизатора, частоты качания кристаллизатора и
уровня мениска металла, полученных на основе изучения тепловой работы стенок
кристаллизатора:
?,(z) = (-25,4 + 179O0.a)+0,017r.-1.14co-r.)/'(z - ^ - ) , ? ; W = (0,55+I,01G.-0,52 G.') P{z),
9,(г) = (0,9б+2,07О.-9,82 G / ) P ( z ) , 94(2)=''■(2 +ДЛ).ДА = А - А , „ . ; ? , ( г ) = (0,88 + 0,08-F)/'(z)
12
Распределение плотности q(z) теплового потока по высоте кристаллизатора в сере­
дине широких фаней при выбранной в качестве базовой скорости вьггягивания слитка
ш^ = 0,6м/мин описано полиномом:
q(z) = P(z) = l,49 + 14,42z-75,9z' +132-z' -97,4z* +25,8г';Л;« ^ z S Я „ г д е Я , - пол­
ная высота рабочей стенки кристаллизатора; h^„ - заданный уровень мениска металла.
Полученная модель решалась методом конечных разностей по неявной схеме, при
этом методом последовательных приближений подбиралась температура поверхности
слитка на уровне г, при которой обеспечивалась заданная плотность теплового потока
от слитка к рабочей стенке кристаллизатора. Максимальное рассогласование между
заданной и полученной плотностью теплового потока принималось равным 1 % .
Изучение формирования оболочки слитка на переходных режимах разливки, вы­
званных изменением скорости вытягивания, проводилось путем численного решения
локально-одномерного варианта математической модели (1), (2) методом контрольных
сечений, нестационарное распределение температуры в которых описывается уравне­
нием:
i ( ^ . f c ) f )=c,(r.).p.(r.).f На фанице, соответствующей поверхности слитка, задаются краевые условия вто­
рого рода, известные на каждом горизонте кристаллизатора на основе эксперимен­
тальных замеров тепловых потоков в рабочих стенках.
В результате решения полз'ченной модели (1,2) уточнены закономерности формиро­
вания оболочки слитка и температурных полей в слитке и на фанице слиток - рабочие
стенки кристаллизатора. Исследования показали, что температура поверхности слитка
под мениском быстро снижается от температуры солидуса до 1050-1100 °С. Далее по
всей длине кристаллизатора она остается практически неизменной, повышаясь в зоне
минимума теплоотвода на 30-40 "С и опускаясь в зоне второго максимума теплоотвода
на 40-60 °С. На выходе из кристаллизатора температура поверхности слитка вновь
повышается до 1100-1200 "С. Моделированием различных режимов разливки установ­
лено, что увеличение скорости разливки от 0,3 м/мин до 1,2 м/мин приводит к повы­
шению средней температуры поверхности слитка в кристаллизаторе с 890-900 "С до
1040-1050 "С, толщина оболочки на выходе из кристаллизатора при этом изменяется от
46 до 22 мм (для стали 2СП). Вариация технологических параметров: расхода шлакообразующей смеси, частоты качания кристаллизатора, уровня металла и расхода охла­
ждающей воды вызывает изменение средней температуры поверхности слитка в кри­
сталлизаторе до 25 "С. Толщина оболочки слитка на выходе из кристаллизатора в этих
условиях изменяется на 5 % . Анализ распределения плотности теплового потока по
высоте кристаллизатора на переходных режимах разливки показал, что время пере­
ходного режима в кристаллизаторе определяется переходными процессами в нижней
его части. Момент установления нового значения толщины оболочки слитка на выходе
из кристаллизатора совпадает с моментом выхода интефального теплового потока на
новый постоянный уровень. Таким образом, начало переходного процесса в кристал­
лизаторе совпадает с моментом изменения скорости вьггягивания слитка, а его завер­
шение - с установлением постоянного значения интефального теплового потока, по­
этому производная скорости слитка по времени может служить индикатором начала, а
производная интефального теплового потока по времени - индикатором завершения
переходного процесса в кристаллизаторе.
Влияние указанных технологических параметров на процесс образования твердой
фазы можно учесть, контролируя интефальный тепловой поток в кристаллизаторе по
расходу и нафеву охлаждающей воды.
Повышение температуры поступающего расплава на 20 °С приводит к уменьше­
нию толщины оболочки на выходе из кристаллизатора на 4 % за счет увеличения при­
тока тепла к формирующейся оболочке со стороны жидкой фазы, при этом локальные
13
и интегральный тепловые потоки возрастают. В этой связи для оценки толщины обо­
лочки слитка на выходе из кристаллизатора по величине интегрального теплового по­
тока и скорости вытягивания слитка необходим контроль температуры поступающего
расплава.
Для расчета охлаждения слитка толщина твердой фазы и температуры жидкого
металла и твердой оболочки по поперечному сечению слитка получены аналитическим
путем из решения задачи о его затвердевании при граничных условиях третьего рода,
что характерно для непрерывной разливки стали при относительно невысоком пере­
греве жидкого металла, подаваемого в кристаллизатор.
Температурное поле в твердой и жидкой фазе описывается функциями:
ыих+ф^^^Щ^о^х^т;
(3)
гз(..х)=г..(г.-7;) ^^^j-;/;^]
erf[(x+fe)/2^a,(T+^)];^(T)^^^B/2.
Т,{х,х) = Т,-{Т,-Т,)-
(4)
erf[p/2V^]
Индексы 3 и 1 относятся к твердой и жидкой фазе стали соответственно.
Параметр (3, характеризующий интенсивность охлаждения, определяется из харак­
теристического уравнения:
Хз(Г. -7-.)ехр(-Р^/Ч)^ М Т ; - J ^ x p C - р У 4 а , ) ^ ^
г^^,
(5)
^erWlyfa,)
V^erfc(p/2Vajr
Параметр b определяется соотношением b = XjR-a; Д35 = Л , , + Л4 + /?4ч, где /?35 термическое сопротивление тепловому потоку на участке «поверхность слитка - ох­
лаждающая вода, /?, „ /?4, Л45 - термические сопротивления соответственно зоны кон­
такта слитка с кристаллизатором, рабочей стенки кристаллизатора и теплоотдаче к
охлаждающей воде. Термическое сопротивление R,, может быть определено соотно­
шением Н.И. Шестакова: R,,:(z) = ао+ а,/[а2+ азФ^(а4г)],
где а^ ... Й4 - эмпири­
ческие коэффициенты; Ф^ - пятая производная от интеграла ошибок Гаусса. Для рас­
чета термического сопротивления R^ рабочей стенки кристаллизатора со сверлеными
каналами можно воспользоваться известными соотношениями, приведенными в лите­
ратуре, а для стенок со щелевыми каналами - полученными ниже. Для расчета Л45 на­
ходится средний коэффициент теплоотдачи от поверхности канала к охлаждающей
воде, который для круглых каналов при турбулентном течении воды может быть опре­
делен по формуле М.А. Михеева: Nu = 0,021Re'''Pr«'''''(Pr^/Prc)''". Для более точных
расчетов с учетом конкретных особенностей систем охлаждения кристаллизаторов
необходимо использовать полученные ниже данные по среднеинтегральным значени­
ям коэффициентов теплоотдачи из результатов физического моделирования с решени­
ем обратной задачи теплопроводности в рабочих стенках кристаллизатора со сверле­
ными каналами.
Параметр s определяется по выражению: s={b/pf.
На установившемся режиме плотность теплового потока определяется законом
Фурье и может бьпъ определена как:
" (.x+bf \
(6)
exp ^4а,(т+5)^
erf(p/2V^) ^na,(x+s)
[•
На поверхности слитка (х=0) плотность теплового потока из (6) выражается урав­
нением:
q(x,x)=
^^ '—jii
j
д(0, т) = -,Д=ехп( -l2_
14
].
(7)
где
_ (Т,-Т,и\,С^,1л
, Y2= -б'/(4аз).
Для нахождения средней плотности теплового потока функция (7) проинтефирована по отрезку [0,Ткр] с разложением в ряд Маклорена и с достаточной для инженер­
ных расчетов точностью, ограничившись 4 членами ряда, может быть определена как:
t™
ч»
где Я/со = Ткр- продолжительность пребывания слитка в кристаллизаторе.
Полный тепловой поток от слитка в кристаллизаторе определяется по формуne:Q = q F , где F,,-полная площадь контакта слитка с кристаллизатором.
В условиях действующей МНЛЗ справедливо равенство:
2^„со(7;-Г.)УХ,СзРз/;гГя/а> + 5 + 5рУ(4Дз) ' + '^'1^'^<'г)\_
^ \Т
Я erf[p/(27^)]
t
yjH/03 + s
л/7
J
-Р- • ■•
Методика выполнения расчетов в данном случае заключается в определении р,.?,
Ь, 17ср> Q по приведенным выше формулам, толщины твердой фазы, температуры за­
твердевшего и жидкого металла.
Толщина твердой фазы на выходе из кристаллизатора:
4 { Я ) = Рл/Я/(0 + 5 - 6 .
Температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора:
^.^ „V ^ ,^
^^eTf[b/{2JaAH/№+!))]
г,(о.я)=г..(7;-г.)-4^^^^
Температура слитка, средняя по толщине твердой фазы определяется как:
Ty^K)-y^iUx,-c^)dx.
о
После проведения промежуточных вычислений, воспользовавшись известным со­
отношением интеграла от интеграла ошибок Гаусса и подставив пределы интегриро­
вания, с учетом формулы Ньютона-Рихмана получено:
Т.-Т.
хехрГ
'^''^"^^'-и^т'^)]
(4
+ 6)^ ^-Ь
——-
2^a,(s + H/a)
erf—, .
V^^
—i=Ja,(s+H/m)exp\
(^ 4а,(5+Я/(0)^
2^a,(s + H/<o) ^^
{ 4a,{s + H/u,)j
Средняя температура жидкого металла на выходе из кристаллизатора определится
интегралом:
.
Т,ЛН) =
^
я/2
—
Д/2-4 I
\T{x,T)dx-
^
После проведения аналогичных вычислений с учетом формулы Ньютона-Рихмана
получено:
15
W
« ) ='""(5/2-5)erfc[p/(2^a,)]
r.+:
'^'^^"'
xexp —^^
В/2 + b
B/2- 5 + 6-(B/2 + 6)erf—j-fl^-1^
2^a^(s + H/<a)
^
+(5 + b)erf—,
t-^a^{s-\-Hla)^
у/я
й.*)^ ^
+ - ^ J a , ( j + W/eo)exp
• (9)
4а,(5+Я/ш)
\^ 4fl,(j + a / a ) ) j
2^а,(л + Я/о)) -УлПолученные выражения использованы в методике оценки теплообмена в крй^аллизаторе в главе 5. Значение средней температуры слитка на выходе из кристаллизатора по
(8) в дальнейшем использовано при расчете теплообмена в З В О в качестве начальных
условий. В качестве Г^ в (9) может быть использована температура Ггш, полученная
ниже.
Температурное поле в слое шлака для расчетной схемы, приведенной на рис. 8,
описывается дифференциальными уравнениями:
дТ,
'Z
(10)
дТгЛ^.г)__
d%,{z,x)
di
,
Рис. 8. Расчетная схема теплооб­
мена в слое защитного шлака: 1 твердый шлак, 2 - расплавлен­
ный шлак, 3 - жидкий металл
5?;ш(л.т)
^'"
i>0,0<z^ii;
dz'
az
дТ,„{г\,-1)
^^-
&
_
dn
-"'-^-d^'
(П)
(12)
У с л о в и я однозначности:
7;шМ) = Г..;7,„(0,т) = 7;;
37;_(8,T)
- Х , . ^ ^ = а„[7;„(8,^)-Г^]^а„.{[7;.(5,х).27зТ-(Г„,.273)').
(13)
Решение задачи с использованием метода разделения переменных имеет вид:
, 2(Г^ - r„^)sinц„ cosj^H, ijexp^-M^ ^ j
7;.M=^-p+S.т) ==Г.'' +
ТгЛ''-')
/-
ц.+8тц„со8ц.
^'
erf Г г / ( 2 ^ ^ ) ] .
(14)
(15)
i\l = кЬ ,\1 имеет бесчисленное множество значений: ц,, Ц2 > Цз' —' 1^п )•
Коэффициент рщ в (15) определяется из граничного условия (12), т.е. из характе­
ристического уравнения:
| , 2 ( r ^ - r , J s i n H „ .Ц,Г 3 i „ , > 1 4 - > ^ ' % l nfH.+sin n.cos й, 5 1 .
5 ; i .
5 ;
-'^г.
16
^i»-^«p
expi
erf[|J./(2V^)]7^"'^l '•''2" J
2
-P.
Тепловой поток через шлаковую прослойку определится уравнением (13), при
этом производная берется от соотношения (14). Полученные расчетные зависимости
являются составным элементом инженерной методики оценки теплообмена в зоне
кристаллизатора в условиях действующей МНЛЗ на установившихся и переходных
режимах разливки.
Путем анализа теплофизических процессов разработана математическая модель
тепловых процессов в рабочих стенках кристаллизатора. Поставленная задача решает­
ся путем рассмотрения теплопередачи в ряде элементов, на которые плоскостями сим­
метрии, проходящими по оси охлаждающих каналов и на половине расстояния между
ними (плоскости mi и М]), расчленяются рабочие стенки в поперечном сечении кри­
сталлизатора. Математическая модель, описывающая тепловые процессы в рабочих
стенках кристаллизатора, имеет вид:
д^т, д'т,
..
TJ.=T„;-X
г-аг, /
ду
. 7 Ell
ду
= 0;
=о;
>
(16)
->-4 ^ / / . =a/^.>'V/-[r.C*->'>/ /• -Т".]-
Математическая модель (16) применялась для уточнения граничных условий теп­
лоотдаче от поверхности канала к охлаждающей воде и анализа теплопередачи в рабо­
чих стенках кристаллизатора по его периметру. В качестве исходных данных исполь­
зовали результаты натурных и лабораторных замеров температуры в сечениях d' и е'
рабочих стенок (Т^=Т^(х = х/^.,у = 1^)
и Т,=Т,(х=х/,.,у=£,))«
'-тых точках
образца в зависимости от полученного
распределения расходов воды в охлаж­
дающих каналах системы охлаждения
кристаллизатора. Измерение температу­
ры в
1-тых точках при физическом
моделировании производили после сов­
падения значений температуры образца
Го /е' и Го /^ с замеренными в натурных
условиях Г/е' и Г, /d- путем задания
плотности теплового потока q„ на по­
верхности образца для рассчитанных
расходов воды G, через каналы охлаж­
дения. В результате находили темпера­
туру поверхности стенки и распределе­
ние температуры в объеме стенки во­
круг канала. Измерение температуры на
разработанной и изготовленной уста­
о
20 40 60 80 |Ю 120 140 16D (рГ
новке для физического моделирования
Рис. 9. Распределение
производили
хромель-алюмелевыми
теплообменных характеристик по
термопарами, размешенными в объеме
поверхности охлаждающих каналов:
стенки вокруг охлаждающего канала
1,2, 3,4 -для ?„=2,710*; 2,010*;
Относительная погрешность измерения
2,310*и1,810*^Вт/м^
температуры не превышала 2,7 % .
В результате физического модели­
рования с решением обратной задачи теплопроводности в постановке (16) методом
электротепловой аналогии определены теплообменные характеристики в рабочей
17
стенке и на поверхности канала. Установлено, что распределение теплообменных ха­
рактеристик по поверхности охлаждающих каналов отличается существенной нерав­
номерностью, при этом максимальное значение температуры поверхности, плотности
теплового потока и коэффициента теплоотдачи на поверхности канала (Т„ д„ о,) име­
ет место на минимальном расстоянии от поверхности канала до поверхности стенки
(рис. 9). При повышении плотности теплового потока на поверхности стенок при по­
стоянном расходе воды неравномерность увеличивается. Полученные зависимости
изменения температуры поверхности стенки и канала использованы при оценке их
распределения по периметру кристаллизатора с учетом реальных расходов воды по
ветвям системы охлаждения. Это позволило разработать конструкцию системы охлаж­
дения кристаллизатора, в котором устранён поверхностный температурный перепад по
периметру рабочих стенок, вызванный неравномерным распределением воды по кана­
лам, и исключить поверхностное кипение воды в каналах.
Приведена и обоснована математическая
модель для расчета температурного поля ра­
г».°с
бочей стенки с защитным покрытием щеле­
380
^
вого кристаллизатора NfHJ13 для обоснования
360
, 1. /• '^
температурного диапазона проведения меха­
340
'/
нических испытаний покрытий, определения
320
/
диапазонов изменения коэффициента тепло­
300
^'
/ / - ^ -^
проводности покрытия и их толщины. Произ­
280
—^
ведено сравнение расчетных температурных
260
полей для щелевого кристаллизатора с экспе­
240
>^
риментальными данными. Расхождение меж­
220
ду ними не превысило 4 % . Установлено, что
200
наиболее перспективными являются покры­
О
0.5
1,0
1,5
^.и"
тия из хрома, никеля и хромоникелевые. На
Рис. 10. Изменение температуры
рис. 10 показана зависимость изменения
поверхности покрытия от его тощитемпературы Т^ поверхности покрытия АВ в
иы; 1, 2, 3 - при ^ =1,5 MBт/м^ 2,0
зависимости от толщины покрытия при раз­
MBт/м^ 2,5 МВт/м^
ных значениях теплового потока qr=l,5- 2,5
МВт/м^ для покрытия с ^„=90 Вт/м^К, что соответствует покрытию из никеля.
На экспериментальной установке в определенном из решения математической мо­
дели температурном диапазоне проведено исследование процессов истирания и от­
слаивания покрытия от медной стенки кристаллизатора. Наиболее износостойкими
являются покрытия, обработанные ультразвуком с частотами в области 20-23 кГц и
имеющие твёрдость в районе 1000 HV. При нафеве износ покрытий увеличивается
вследствие снижения твёрдости. Однако при рабочих температурах в кристаллизаторе
в области 300 "С твёрдость покрытий не снижается ниже 900 HV и, таким образом,
износостойкость покрытий практически остаётся на одном уровне. При увеличении
толщины покрьттий износостойкость незначительно снижается в области температур
200-300 °С. Установлено, что наиболее подходящими для рабочих стенок являются
гальванические никель- хромовые покрытия, увеличивающиеся к низу кристаллизато­
ра и обработанные ультразвуковыми колебаниями. Такие технологии нанесения по­
крытий позволят увеличить стойкость рабочих стенок кристаллизаторов в S-10 раз.
Разработана методика расчета термического сопротивления рабочей стенки кри­
сталлизатора МНЛЗ с прямоугольными и круглыми щелевыми каналами, пригодная
для инженерных расчетов. Расчетная схема для стенки с каналами прямо)тольной
формы приведена на рис. 11 (а).
Для получения расчетной зависимости найдено среднеинтегральное расстояние,
которое проходит тепловой поток от рабочей поверхности стенки к поверхности охла­
ждающего канала Обозначено: М(0, у^) - произвольная точка на рабочей поверхности
стенки 1; N{x„ у^) - произвольная точка на поверхности канала 2 и 3. Расстояние меж■
18
—
г/
,-f
7
л*
-
^
■
^
^
moj'j.
"2
yt^.j'J
Mx.J'^
Рис. 11. Расчетная схема рабочей стенки щелевого кристаллизатора с охлаждающими
каналами: а - прямоугольными (1 - рабочая поверхность стенки, 2, 3 - поверхность
каналов); б - круглыми (1 - рабочая поверхность стенки, 2 - поверхность каналов)
ду этими двумя точками равно некоторой величине Р'. Рассмотрены частные случаи,
полученные из геометрических соображений:
1. а<Ур<1;х, = с;0<,.,<а:
(17)
р,=;[;;Т^
2.0<>'р<а;л:, = с;0<у,<а: p'^^^i
3.а<у^<\;с<х^<Ь
(18)
+ с-у. = а: ^\=^{y^-af+х,'
После проведения промежуточных расчетов с учетом выражений (17) и (18) среднеинтегральная толщина рабочей стенки кристаллизатора определится по формуле:
Р' = Т ^ ^ к - « ж + Ь{1 -а%
+ а'с}
(19)
Термическое сопротивление рабочей стенки кристаллизатора с использованием
(20)
(19) вычисляется по формуле: ^j = 3 /
/^4
На рис. 11(6) приведена расчетная схема для щелевого кристаллизатора с круглы­
ми каналами, где введены следующие обозначения: Л/(0, у^) - произвольная точка на
рабочей поверхности стенки 1; N(_x^ ><,) - произвольная точка на поверхности канала
2; / - полушаг расположения каналов; 64 - толщина стенки кристаллизатора; г, - ради­
ус канала; а^г - угол, показывающий отклонение точки N(x^, у^ на поверхности канала
от оси X. Для получения расчетной зависимости термического сопротивления стенки
определяется среднеинтегральное расстояние Р', которое проходит тепловой поток от
поверхности стенки до поверхности охлаждающего канала. Для частных случаев, по­
лученных из геометрических соображений:
1.0 <у^<т\ О <х.< 54 - г, +r,(l-cos(7i/8)): , 5^ - г. + [8, - г. + г,(1 - cos(it/8))];
'
2
2. //4< у^ < I; 54 - г. +r,(l-cos(7t/8))< х,< S4:
?1=У1(У,-Г.
sinCa^))' +[§4-г. +r.(l-cos(a^))f ;
(21)
3. //4< у^ < г,; 54 - г, -1- г, (1 -cos(7t/8)) < JC, <84:
'
~,
Р'з =,/(r.sin(a^)-:Vp)4[5,-r,+r.(l-cos(a^))f
(22)
19
после промежуточных расчетов с учетом выражений (21) и (22) определены срсднеинтефальные значения величин R' и R' и термическое сопротивление рабочей стенки
кристаллизатора по (20).
Я,10>,
и-ТС/Вг
R.IO»,
А
10
4>v^
8
1
2
3
2
7
/-
4
2
1
4
N
6
Б
•Асдаг
--
J
}
"■
5
О
0.009
0,01
0,015
0,02
0,025 Ъ, м
П.6
0.65
0,7
0,75
0,8
0,85
0,9 27,14
Рис. 12. Зависимость термического сопротивления /?4 рабочей стенки щелевого
кристаллизатора с охлаждающими каналами: А - прямоугольными (от высоты канала
Ъ при различных значениях полуширины канала а: 1, 2, 3,4 - при а = 0,005 м, 0,007 м,
0,009 м и 0,015 м); Б - круглыми (от шага между каналами при различных значениях
радиуса канала (84 =0,035 м): 1, 2, 3 - при г, = 0,01 м, 0,02 м и 0,03м)
На основе разработанной методики проанализировано влияние основных конст­
руктивных параметров кристаллизатора на величину термического сопротивления
рабочей стенки (влияние толщины стенки, шага между каналами, высоты и ширины
канала - для прямоугольных щелевых каналов и влияние толщины стенки, шага между
каналами, радиуса канала - для круглых) (рис 12). Исследовано влияние режима дви­
жения охлаждающей жидкости в каналах на величину термического сопротивления
рабочей стенки кристаллизатора МНЛЗ Исследованы параметры теплообмена в рабо­
чей стенке кристаллизаторов МНЛЗ с круглыми и прямоугольными щелевьши канала­
ми. Получены соотношения для определения теплового потока от жидкого металла к
охлаждающей воде. Даны рекомендации по совершенствованию режима охлаждения
кристаллизатора, оснащенного каналами щелевого типа.
В главе 4 «РАСЧЕТНЫЙ АНАЛИЗ СИСТЕМ О Х Л А Ж Д Е Н И Я КРИСТАЛЛИЗА­
ТОРОВ ЗАМКНУТОГО (ПЕТЛЕВОГО) ТИПА» разработана математическая модель
гидравлических процессов, протекающих в системах охлаждения кристаллизатора
замкнутого (петлевого) типа, учитывающая их конструктивные особенности. Различие
систем охлаждения между собой заключается в том, что в нижней части кристаллиза­
тора первая имеет общий коллектор для всех стенок, а вторая - раздельные коллекто­
ры для каждой широкой и узкой стенки, причем подвод воды осуществляется со сто­
роны прямоточных ветвей широких стенок, как и в первой системе. Третья система
охлаждения имеет общий коллектор в нижней части, но подвод воды является симмет­
ричным и осуществляется со стороны узких стенок кристаллизатора По технической
документации для проведения расчётного анализа разработаны эквивалентные схемы,
учитывающие все источники гидравлических потерь в указанных системах охлажде­
ния. Путём последовательных преобразований они сведены к расчетным схемам, со­
стоящим из независимых контуров. Потокораспредсление в этих схемах описывается
системами уравнений первого и второго законов Кирхгофа:
уравнения баланса расходов в узлах (I закон Кирхгофа):У G,jt =0, где i,k=\. .Rномера узлов, образующих /А;-ветвь, входящую в к-й узел;
20
уравнения баланса потерь напора в независимых контурах (II закон Кирхгофа):у(/,^^) =0' ™ * i,k = \...R - номера узлов /^-ветвей, входящих в ^-контур;
У = 1,2,..., п - номер независимого контура.
Решение полученных систем уравнений проведено методом Лобачева - Кросса по
схеме уравнивания напоров в контурах. Проведен анализ работы трех систем охлаж­
дения при изменении их конструктивньпс и технологических пгфаметров. Наибольшие
потери напора при технологическом расходе воды в 360 м'/час имеют место в первой
системе охлаждения и составляют 37-^-43 м, наименьшие- 27-^29 м - во второй системе
охлаждения. Это различие связано с разной траекторией движения жидкости и конст­
рукцией отдельных узлов.
Установлена и качественно оценена
}
4'
4
b
неравномерность распределения охлаж­
дающей воды по ветвям системы охлаж­
дения кристаллизатора (рис. 13). В первой
системе охлаждения минимальное водо­
i
2'
V
\[Р
1
снабжение имеет место в узких стенках
(0,8-0,84 от равномерного), максимальное
5,
- в боковых группах каналов по большому
радиусу кристаллизатора (1,08-1,12 от
час
равномерного). Конструкция первой сис­
Зч 2ч
к
темы охлаждения является неудовлетво­
,V '£ ,
рительной. Во второй системе охлаждения
^' /^v гЛ1
6
наибольший расход воды наблюдается в
5
узких стенках (1,32-1,36 от равномерно­
го), а наименьший - в широких стенках
0-1 1-2 2-3 3-4 4-5 5-4'4'-3'3'-Г2'-1' Г-0 Af^
(0,86- 0,93 от равномерного). В третьей
Рис. 13. Распределение расходов
системе охлаждения расход воды в прямо­
воды по ветвям систем охлаждения
точных ветвях широких стенок (края сте­
кристаллизатора: 1, 2, 3 - первая,
нок) на 8 % выше, чем в противоточньк
вторая и третья системы охлаждения
ветвях (середина стенок), а в узких стен­
ках на 4 % меньше, чем в противоточных
ветвях, но охлаждение является симметричным по периметру крисгаллизапгора. Пока­
зано, что изменением диаметра подводящего патрубка и уменьшением длины каналов
в допускаемых конструкцией пределах, нельзя существенно повлиять на расход воды
через узкие стенки в первой системе охлаждения. Увеличение эквивалентной шерохо­
ватости в процессе эксплуатации практически не влияет на распределение воды в вет­
вях систем охлаждения, но потери напора в них и в целом на кристаллизатор возрас­
тают на 12-J-14 % .
В натурных условиях проведено измерение расхода охлаждающей воды в группе
каналов торцевой (узкой) стенки кристаллизатора, снабжение которой осуществляется
из блока коллектора через подводящий и отводящий патрубки диаметром 9,05 м и
длиной 0,58 м. Исследование проведено на кристаллизаторе с первой системой охлаж­
дения для сечения слябов 0,2б-(1,08-г 1,55) м^. На первом этапе снимал» тарироввчную характеристику перепада давления Л Рт в подводящем и отводящем пат^бках в
зависимости от общего расхода G , воды на кристаллизатор. На втором этапе произво­
дили измерение расхода воды, проходящего через торцевую стенку, по скорветн за­
полнения мерной ёмкости. Для этого отводящий патрубок отсоединяли от блока кол­
лектора, заменяя его входное гидравлическое сопротивление эквиваленпвлм сопро­
тивлением регулируемого вентиля. Степень открытия вентиля устанавливали таким
образом, чтобы при данном общем расходе G , измеряемое значение Д Р^ соответство­
вало полученной на первом этапе х^актеристике Д Р-, =flSj^. В результате получили
характеристику Д Р^ ^Л^^) и, соответственно, зависимость G^ =/(G,). Максимальная
ib-^--
2^^
21
относительная погрешность измерения рас­
ходов воды в торцевой стенке при такой
методике определения составляла 1,7 % .
Полученные хг^актеристики АРг = f(Gt),
GT =/( А /*т) и Gt =f(G,) приведены на рис.
14. Расхождение между результатами моде­
лирования и натурными экспериментальны­
ми замерами не превышает 4 % . Это позво­
«rt&T
ляет считать, что предложенная математи­
ческая модель обьективно описывает реаль­
ные гидравлические режимы в системах
охлаждения.
Полученные данные свидетельствуют о
необходимости усовершенствования систем
охлаждения кристаллизатора и перераспре­
деления расходов воды в каналах без изме­
нения общего расхода на кристаллизатор
Рис. 14. Определение расхода воды в
путём установки диафрагм различного диа­
торцевой стенке от общего расхода
метра в местах входа воды в широкие стен­
воды на кристаллизатор
ки (в первой системе) или перестановки
заглушек для изменения числа каналов в
прямоточных и противоточных ветвях широких стенок (в третьей системе). На осно­
вании экспериментальных исследований показано, что температ)фные условия для
рабочих стенок кристаллизатора после реконструкции улучшились.
В главе 5 « С О В Е Р Ш Е Н С Т В О В А Н И Е Т Е П Л О В Ы Х ПРОЦЕССОВ Р А З Л И В К И В
КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ» установлено, что при существующем распределении воды в
первой системе охлаждения имеется значительный постоянный перепад температур по
периметру стенок на различных участках поверхности кристаллизатора. Для сведения
к минимуму отрицательного влияния указанных факторов предложено внести конст­
руктивные изменения в первую систему охлаждения с целью обеспечения равномер­
ного распределения Т„и Т,„^ на различных участках путем выравнивания расходов
воды.
С целью повышения теплоотдачи в каналах охлаждения и снижения таким обра­
зом температуры поверхности стенок и каналов на }фовне максимальной теплопере­
дачи предложен кристаллизатор с винтовыми канавками в верхней части каналов
охлаждения. Кристаллизатор прошел опытно-промышленные испытания на М Ш В ,
которые показали, что эксплуатационная стойкость кристаллизатора повысилась.
На основе проведенного комплекса исследований разработаны технические реше­
ния по совершенствованию теплосъема в кристаллизаторе МНЛЗ с конструктивными и
технологическими решениями для их реализации в промышленных условиях путем
регулирования теплосъема в зоне контакта слитка с крисгаллизатором изменением
угла наклона (конусности) рабочих стенок и технологических параметров разливки с
учетом условий работы шлакообразующей смеси и ее расходов, изменением положе­
ния разливочного стакана промежуточного ковша, контроля геометрических парамет­
ров в
зоне кристаллизатора с учетом темперапуры рабочих стенок, объективно
отражающей тепловые процессы в кристаллизаторе. Предложенные решения призна­
ны изобретениями.
Разработана методика оценки теплообмена в зоне кристаллизатора в условиях дей­
ствующей МНЛЗ на установившихся и переходных режимах разливки с
использованием расчетных зависимостей, приведенных на стр 14-16 автореферата.
22
в главе 6 «ТЕПЛООБМЕН В ЗОНЕ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ» получено
аналитическое решение задачи Стефана в цилиндрической системе координат в зоне
деформации слитка поддерживающими роликами и на основе этого разработана инже­
нерная методика расчета температурного поля непрерывноотливаемого слитка, кон­
тактирующего с цилиндрической поверхностью поддерживающего ролика непосред­
ственно под кристаллизатором. Температурное поле оболочки описано в цилиндриче­
ской системе координат, так как выходящий из кристаллизатора слиток имеет оболоч­
ку небольшой толщины, которая деформируясь, огибает цилиндрическую поверхность
ролика (расчетная схема показана на рис. 15):
i
- . 5©,
• ■;:;•!;.{
^
а'0,
1S0, ,
^,
Pd,—!- = —^+—--i-, l + n < p s l + e ;
ftp
„^ 50,
^
Pd,—2. = — J . +
Эср
Рис. 15. Расчетная схема: 1 жидкий металл, 2 - твердая
фаза, 3 -ролик, 4 - охлаж­
дающая вода
ар
р бр
а'0, l a © ,
,^
,
2.^ l s p < l + n ;
(23)
(24)
ффб[0,ч/„],
р Эр рб[1;1+е].
где Pd,=(27icoxW^p)/a, - критерий Предводителева;
®, = (Т, - T^)'{L - 7;„) - безразмерная температура;
р = г/Яр; е=
=//(2Лр); ц = 4/Лр
- безразмерные
величины, i =1, 2; щ й - частота вращения и ради­
ус ролика; щ- длина дуги контакта слитка с по­
верхностью ролика в угловых единицах измерения; г - текущая координата; 7^^ температура охлаждающей воды в ролике.
Краевые условия:
в.(р,0) = Э „ ; 0,(1 + ц,ф) = 0,(1 + ц,ф) = 1; ^ ^ ^ ^ ^ =-Bi,0,(1,ф),
ар
(23)
^ а0.(1^ц,ф)^а0Л1.ц.ф),м^±.
j,(o)=ji=^„//^,
Эр
Эр
где
StCj иф'
Ste2 =/./ГС2(Г,-7]„jj,)l-критерий
Стефана
затвердевающего
металла;
v^ = А,| /А.2-относительный коэффициент теплопроводности; B i j =\пк2^Я )/A.j критерий Био; ^^^ - коэффициент теплопередачи от поверхности слитка к охлаждаю­
щей воде.
Для расчета коэффициента теплопередачи использовано уравнение:
*«=2/
..±Ь^.
п^Я,
^
К ^^»Я.)'
где ttjj - эффективный коэффициент теплоотдачи от поверхности слитка к поверхно­
сти ролика, определяется опьггным путем (в приближенных расчетах можно ввести
допущение оо идеальном контакте слитка с поверхностью ролика, тогда
а^з ^ 00); А-з - коэффициент теплопроводности материала ролика; R^ - радиус канала,
в котором циркулирует охлаждающая жидкость; 034 - коэффициент теплоотдачи от
поверхности канала к воде, рассчитывается из уравнения подобия.
Температура жидкого металла находится как:
23
(26)
0 , =exp(-Bi,V;,/Pd,),
где B i j - критерий Био на границе раздела фаз. Уравнения (23)-(25) с учетом (26)
представлены в виде:
д@г!
дФ.
1
P d , 1^ др]
PdjKo,
где
pj dpj }
dp,
' ''^
^ + £ ? 3 i M l = o; Э,о(ро,0)=в„(р„0)=1;
dPj
dФ,
0»(О,Ф„) = О; в „ ( 2 , Ф , ) = 1;У = 0,1,
©гу =(^2у "^охл)Ч^к~^<«л)'
безразмерная
температура
Ру = ( р + [ ^ о ( у - 1 ) ^ 2 ' ' * 2 4 ] ^ - ! ) ' * ; =y + ' o S o { y - l ) § (у_А-
(27)
"
функция
Хевисайда;
t^-
твердой
безразмерные
вспомогательный
фазы;
координагы;
параметр;
ц = [^ + 5„(у - l)Xj 1кЛ1 R - безразмерная толщина твердой фазы. Индексу'=0 соответ­
ствует «фиктивному» температурному полю, которое вводится для отыскания вспомо­
гательного параметра t^.
Решение системы уравнений (27)получено в следующем виде:
г
0
2У,(Л,)
/* ч
1 v^
Л(*.)ехр
2У,'(*,)
[-Ы
(
к] ^
(29)
--^Ф,
Pd,
(30)
^"^""^^i^S щдк^^т'л-^^
2Л(*.)
Л(*.Р,)ехр
0..=Е
ttk„[4{k,)^J^{k„)]
1 V
""'^ко,^
2y.'(t.)
ki[4{k,)+j^(k,)]
(28)
ехр(-^Ф,]-
(31)
Для отыскания вспомогательного параметра ^д из выражения (31) вычтем (29) ,
учтем, что фд = ф,Ф, = ф + /дИ после преобразований получим:
>ь, ^
1 у
2J,'(^„)2
k^R, iio„hk'„[j',{k,)+Jl{k,)]
1-«Р!-^'.
Постоянная к определяется из характеристического уравнения
■/O(*)_JL,
где J
yi(*)"Bij
- функция Бесселя первого рода нулевого порядка,
(32)
j^ (^\ - функция Бесселя
первого рода первого порядка. Уравнение (32) является трансцендентным, оно имеет
бесчисленное множество рещений, а сами корни представляют ряд возрастающих чи­
сел, т.е. Л, < jtj < jfcj... < ;fc„, где я = 1, 2, 3,.... Для корней уравнения (32) при различ­
ных значениях числа B i имеются справочные данные.
24
Найденные расчетные зависимости могут быть также использованы при расчете
теплообмена в тонколистовых заготовках, отливаемых на роликовьк машинах непре­
рывного литья.
Для определения гидродинамических и теплотехнических характеристик форсунок
при водяном и водовоздушном охлаждении в ЗВО разработаны методологические
основы с использованием видео-компьютерного анализа рассеяния света, проходящего
через факел диспергированной жидкости, позволяющие проводить оперативную рабо­
ту по корректировке их характеристик для получения требуемых режимов охлажде­
ния, а также унификацию и стандартизацию конструктивных параметров форсунок с
целью снижения количества применяемых типоразмеров. Экспериментальные иссле­
дования выполнены на специально сконструированном и изготовленном стенде, вклю­
чающем пневмогидравлическую и измерительнзто системы. Предложенная инженер­
ная методика может применяться при проектировании систем охлаждения технологи­
ческих установок, выборе схемы размещения форсунок, прогнозировании температур­
ного поля слябов в ЗВО, причем в качестве начальных условий используются данные
по температурным полям в зоне деформации слитка поддерживающими роликами,
полученные по выражениям (28-31). Предложен принципиальный подход к разработке
методики оценки теплообмена в ЗВО МНЛЗ.
В главе 7 «СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ Т Е П Л О В Ы Х ПРОЦЕССОВ РАЗЛИВКИ И
П О В Ы Ш Е Н И Е К А Ч Е С Т В А СЛИТКА В ЗВО МНЛЗ» разработан способ динамиче­
ского охлаждения сляба в МНЛЗ для уменьшения количества дефектов на его поверх­
ности с использованием квазиравновесной модели затвердевания, обеспечивающей
достаточную точность расчета и решаемой методом контрольных сечений в реальном
масштабе времени при переменной скорости разливки.
Принцип охлаждения заключается в том, что температура поверхности сляба и ко­
эффициент теплоотдачи на поверхности должны определяться лишь временем пребы­
вания т* данного элемента сляба в МНЛЗ, начиная с момента его поступления в кри­
сталлизатор при стационарных и нестационарных скоростях разливки. При перемен­
ной скорости вытягивания со(т), где т - текущее время, отсчитываемое с момента за­
пуска МНЛЗ, время т* находится из интегрального уравнения:
|(о(т'Уг' = ;
(33)
Из численного решения уравнения (33) получаем, что время т* зависит от коорди­
наты Z, и в общем случае от значений скорости в предыдущие (относительно текзтцего) моменты времени т'<т. Эту зависимость обозначим как:
т* = т*(2,т)Коэффициент теплоотдачи на поверхности сляба в любой точке z в текущий мо­
мент времени т при произвольном изменении скорости разливки должен определяться
как:
o(z,T)=a[T»(z,T)].
(34)
где X * ( Z , T ) находится из решения уравнения (33).
Чтобы обеспечить в точке с координатой z в текущий момент врюмени т при про­
извольном изменении скорости разливки необходимый коэффициент теплоотдачи,
определяемый вьфажением (34), нужно знать в какой зоне находится точка с коорди­
натой г, затем выбрать для данной зоны зависимость ^ д а } , на основании которой
рассчитать необходимый удельный расход воды:
gXz,T)=5,{a(z,t)} = g,{a[T*(z,T)I}.
(35)
Теоретически, охлаждение сляба по ширине широкой фани должно осуществлять­
ся равномерно, исключая края, где отсутствует жидкая фаза Пусть А, as А- охлаж-
25
даемая ширина сляба в /-ой зоне, примерно равная ширине сляба (для широких сля­
бов); // - длина j-ой зоны охлаждения; F, = A-l,- охлаждаемая площадь поверхности
широкой грани сляба в /-ой зоне. Поскольку на МНЛЗ нет возможности изменять ин­
тенсивность охлаждения в каждой точке отдельной зоны независимо от других, тогда,
с учетом (35), расход охладителя в /-ой зоне в текущий момент времени т должен оп­
ределяться следующим выражением:
С,(г) = & { а [ т * ( . - , т ) ] } / , . 4 ,
(36)
где Z, (/ = 1, 2, .... Л') - характерная координата /-ой зоны, в качестве которой можно
выбрать координату: 1) начала зоны, г/; 2) середины зоны, 7Й;3) конца зоны, г/'.
На рис. 16 изображено изменение скорости вытягивания сляба и соответствующее
изменение расходов воды в шести зонах охлаждения, рассчитанное по формуле (36).
Разработана математическая модель затвердевания сляба при динамических режи­
мах разливки, позволяющая рассчитывать температурное поле сляба при изменении
скорости разливки при охлаждении сляба в ЗВО данным способом. Установлено, что
данный способ позволяет выдерживать рациональный температурный режим охлаж­
дения при стационарных и переходных режимах разливки. Разработана компьютерная
программа динамического охлаждения сляба в ЗВО МНЛЗ, адаптированная для вне­
дрения на криволинейных МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь»,
которая позволяет рассчитывать расходы воды в зонах охлаждения в режиме реально­
го времени разливки, производить визуализацию процесса охлаждения и затвердева­
ния сляба. Программа рекомендована к внедрению в конвертерном производстве ОАО
«Северсталь».
1.4
1 г
1 '
2
S
0.S
З'
Об
04
02
./:..
1.
20
U
1в
О »
6
1
1
1
1
(7,
1
'
^
1
г-
,1
1
/-И
О
14
S.0
1
—
.
.
1
Г
J
,
1 -
~т—
'
1
..
1
1 . .1
L .:.____.! : .1
1^ |/1_:г L
т1 ^ aj^\
, ; г\
- |Г' '
-
1
'1 оЛ аУ
10
12
1
'
1
— \ —
]
L ..-J
1
i
1
t
J
i i
л1 г
J
'Чг""-"
1
^ ^
,
1
1
1
J
t
J
fV_^
Г
—/
14
S P C M I , ЫНН
Рис. 16. Изменение расходов воды в зонах № 1-6 при соответствующем по времени
изменении скорости разливки
ОБЩИЕ В Ы В О Д Ы
1. Установлена качественная и количественная взаимосвязь скорости вытягивания
слитка, температуры поступающего расплава, расхода охлаждающей воды, уровня
мениска метадла, расхода шлакообразующей смеси и частоты качания кристаллизато­
ра с тепловыми процессами формирования оболочки слитка.
В натурных условиях пол5^ены количественные характеристики влияния углов
наклона торцевых стенок на теплообмен в кристаллизаторе криволинейных слябовых
МНЛЗ. По результатам исследований рекомендовано увеличить конусность кристал-
26
лизатора на 0,27-0,31 % . Рекомендации внедрены в производство на МИЛЗ ОАО «Се­
версталь».
Впервые в натурных условиях изучены закономерности изменения теплообменных характеристик в кристаллизаторе с торцевыми стенками из специальной дисперсионно-твердеющей бронзы (БрНКрХКо). Распределение температуры и плотности
теплового потока по высоте стенок отличается большой неравномерностью на бронзо­
вых стенках за счет меньшей теплопроводности материала. За счет меньшего усилия
вытягивания и несколько меньшего износа стойкость торцевых бронзовьпс стенок мо­
жет быть повышена на 11-16%.
Доказана принципиальная возможность обнаружения разрывов оболочки слитка в
кристаллизаторе, прогнозирования и предотвращения прорывов оболочки под кри­
сталлизатором по характеру изменения интефального теплосъема и температуры ра­
бочих стенок.
2. Получено математическое описание тепловых процессов формирования оболочки
слитка, учитывающее тепловые и технологические параметры на различных режимах
разливки. В качестве условий однозначности используется полученное путем непосред­
ственных замеров температурное поле рабочих стенок кристаллизатора. В результате
решения полученной модели уточнены закономерности формирования оболочки слитка
и температурных полей в слитке и на границе слиток - рабочие стенки кристаллизатора.
Путем аналитического решения задачи затвердевания слитка при фаничных ус­
ловиях третьего рода получены зависимости для расчета основных теплообменных ха­
рактеристик в кристаллизаторе МНЛЗ.
В результате физического моделирования с решением обратной задачи теплопро­
водности определены теплообменные характеристики в рабочей стенке и на поверхно­
сти канала. Установлено, что распределение теплообменных характеристик по поверх­
ности охлаждающих каналов отличается существенной неравномерностью, при этом
максимальное значение Г „ ^, и а, имеет место на минимальном расстоянии от поверх­
ности канала до поверхности стенки. Полученные зависимости изменения температуры
поверхности стенки и канала использованы при оценке их распределения по перимефу
кристаллизатора с учетом реальных расходов воды по ветвям системы охлаждения.
Приведена и обоснована математическая модель для расчета температурного поля
рабочей стенки с защитным покрьггием щелевого кристаллизатора M H J B и пол)^ены
температурные поля рабочих стенок кристаллизаторов с круглыми и прямоугольными
щелевыми каналами. Методом физического моделирования проведено исследование
процессов истирания и отслаивания покрьп-ия от медной стенки кристаллизатора.
Наиболее пригодными для рабочих стенок являются гальванические хромовые покры­
тия и хромоникелевые покрытия, обработанные ульфазвуковыми колебаниями с час­
тотой 20-23 кГц в процессе их нанесения и имеющие твёрдость порядка 1000 HV. Та­
кие технологии нанесения покрытий позволят увеличить стойкость стенок в 5-10 раз.
Разработана методика расчета термического сопротивления рабочей стенки кри­
сталлизатора МНЛЗ с прямоугольными и круглыми щелевыми каналами, пригодная
для инженерных расчетов. На основе разработанной мстодики проанализировано
влияние основных консфуктивных параметров кристаллизатора на величину термиче­
ского сопротивления рабочей стенки (влияние высоты стенки, шага между каналами,
высоты и ширины канала - для прямоугольных щелевых каналов и влияние высоты
стенки, шага между каналами, радиуса канала - для круглых). Исследовано влияние
режима движения охлаждающей жидкости в каналах на величину термическога сопро­
тивления рабочей стенки кристаллизатора МНЛЗ. Установлено, что скорость движе­
ния охлаждающей воды в каналах щелевых кристаллизаторов должна составлять 4 - 6
м/с с точки зрения минимального сопротивления теплообмену. Исследованы парамет­
ры теплообмена в рабочей стенке кристаллизаторов МНЛЗ с круглыми и прямоуголь­
ными щелевыми каналами. Даны рекомендации по совершенствованию режима охла­
ждения кристаллизатора, оснащенного каналами щелевого типа.
27
3. Разработана математическая модель гидравлических процессов, протекающих в
системах охлаждения кристаллизатора замкнутого (петлевого) типа, учитывающая их
конструктивные особенности. Путем математического моделирования проведен ана­
лиз работы трех систем охлаждения при изменении их конструктивньк и технологиче­
ских параметров. Установлена и качественно оценена неравномерность распределения
охлаждающей воды по ветвям системы охлаждения кристаллизатора. Увеличение эк­
вивалентной шероховатости в процессе эксплуатации практически не влияет на рас­
пределение воды в ветвях систем охлаждения, но потери напора в них и в целом на
кристаллизатор возрастают на 12-^14 % .
На основании полученных данных показаны пути усовершенствования систем ох­
лаждения кристаллизатора и перераспределения расходов воды в каналах без измене­
ния общего расхода на кристаллизатор путём установки диафрагм различного диамет­
ра в местах входа воды в широкие стенки (в первой системе) или перестановки заглу­
шек для изменения числа каналов в прямоточных и противоточных ветвях широких
стенок (в третьей системе).
4. Установлено, что при существующем распределении воды в первой системе ох­
лаждения имеется значительный постоянный перепад температур по периметру стенок
на различных участках поверхности кристаллизатора. Для сведения к минимуму отри­
цательного влияния указанных факторов предложено внести конструктивные измене­
ния в первую систему охлаждения для выравнивания расходов воды по ветвям. Опыт
эксплуатации кристаллизатора показал высокую эффективность решений. Качество
поверхности слябов повысилось, число аварийньк ситуаций снизилось.
С целью повышения теплоотдачи в каналах охлаждения и снижения, таким обра­
зом, температуры поверхности стенок и каналов на уровне максимальной теплопереда­
чи предложен кристаллизатор с винтовыми канавками в верхней части каналов охлаж­
дения. Техническое решение признано изобретением. Кристаллизатор прошел опьггнопромышленные испытания на МНЛЗ, которые показали, что перепад температур по
высоте рабочих стенок снизился на 12-17 % , уменьшилось раскрытие стыков между
стенками в верхней части; эксплуатационная стойкость кристаллизатора повысилась.
На основе проведенного комплекса исследований разработаны технические реше­
ния по совершенствованию теплосъема в кристаллизаторе МНЛЗ путем регулирования
теплосъема в зоне контакта слитка с кристаллизато{ЮМ изменением угла наклона (ко­
нусности) рабочих стенок и технологических параметров разливки с учетом условий
работы шлакообразующей смеси и ее расходов, изменением положения разливочного
стакана промежуточного ковша, контроля геометрических параметров в зоне кристал­
лизатора с учетом температуры рабочих стенок, объективно отражающей тепловые про­
цессы в кристаллизаторе. Предложенные решения признаны изобретениями.
Разработана инженерная методика постоянной оценки теплообмена в зоне кри­
сталлизатора в условиях действующей МНЛЗ на установившихся и переходных режи­
мах разливки с использованием аналитических расчетных зависимостей, полученных в
главе 3.
3. Получено аналитическое решение задачи Стефана в цилиндрической системе
координат в зоне деформации слитка поддерживающими роликами и на основе этого
разработана инженерная методика расчета температурного поля непрерывноотливаемого слитка, контактирующего с цилиндрической поверхностью поддерживающего
ролика непосредственно под кристаллизатором.
Разработаны методологические основы определения гидродинамических и тепло­
технических характеристик форсунок на основе видео-компьютерного анализа рассея­
ния света, проходящего через факел диспергированной жидкости, позволяющие про­
водить оперативную работу по корректировке их характеристик для получения тре­
буемых режимов охлаждения, а также унификацию и стандартизацию конструктивных
параметров форсунок с целью снижения количества применяемых типоразмеров.
Предложенная инженерная методика расчета охлаждающих свойств плоскофакельных
28
форсунок может применяться при проектировании систем охлаждения технологиче­
ских установок, выборе схемы размещения форсунок, прогнозировании температурно­
го поля слябов в ЗВО, причем в качестве начальных условий используются данные по
температурным полям в зоне деформащ1и слитка поддерживающими роликами. Пред­
ложена методика расчета теплообмена в ЗВО при постоянной скорости разливки.
6. Разработан способ динамического охлаждения сляба в NfflJlS для уменьшения
количества дефектов на его поверхности с использованием квазиравновесной модели
затвердевания, обеспечивающей достаточную точность расчета и решаемой методом
контрольных сечений в реальном масштабе времени при переменной скорости раз­
ливки. Данный способ позволяет выдерживать рациональный температурный режим
охлаждения при стационарных и переходных режимах разливки и рекомендован к
внедрению в конвертерном производстве ОАО «Северсталь».
Основное содержание диссертации отражено в следующих опубликованных работах:
1. Калягин, Ю. А. Тепловые процессы в кристаллизаторе машины непрерывного литья
заготовок / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, Н.И. Шестаков. - Череповец: ЧТУ, 2004. - 293 с.
2. Калягин, Ю.А. Тепловые процессы в зоне вторичного охлаждения машины непрерьганого литья заготовок / Ю.А. Калягин, С В . Лукин, Н.А. Бормосов. - Череповец:
ЧГУ, 2005. - 168 с.
3. Шестаков, Н.И. Математическое моделирование теплообмена в непрерывноотливаемом слитке / Н.И. Шестаков, Ю А. Калягин, О.В. Манько. - Череповец: ЧГУ, 2003. -140 с.
4. Калягин, Ю.А. Исследование системы охлаждения кристаллизатора слябовой машины
непрерьтного лигья заготовок в натурных условиях / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, С В .
Лукин // Заготовительные производства в машиностроении. - 2003. - № 7. - С. 36-37.
5 Калягин, Ю.А. Контроль положения разливочного стакана и его замена по резуль­
татам измерений температуры рабочих стенок / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, Н.И.
Шестаков // Там же, 2003. - № 2. - С. 9-11.
6. Калягин, Ю.А. Особенности работы кристаллизаторов криволинейных слябовых
МНЛЗ / Ю.А. Калягин // Там же, 2003. - ЛГ» 12. - С. 39-41.
7. Калягин, Ю.А. Исследование тепловых процессов в кристаллизаторе с медными и
бронзовыми рабочими стенками в натурных условиях / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин,
Н.И. Шестаков // Там же, 2004. - № 6. - С. 46-51.
8. Калягин, Ю.А. Исследование теплообмена в каналах охлаждения кристаллизатора
машины непрерывного литья заготовок / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, Н.И. Шестаков
// Там же, 2005. - Хг 5. - С. 48-51.
9. Калягин, Ю А. Исследование теплообмена и эксплуатационных свойств защитных
покрытий рабочих стенок кристаллизатора со щелевыми каналами в машине непрерыв­
ного литья заготовок / Ю.А. Калягин, А.А. Зайцев // Там же, 2005. - Х» 9. - С. 35—40.
10. Способ динамического управления вторичным охлаждением сляба на машинах
непрерывного литья заготовок пристационарныхи переходных процессах / С В . Лу­
кин, Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, Д.И. Габелая // Там же. - 2003. - № 3. - С. 30-32.
11. Исследование теплообмена в кристаллизаторе МНЛЗ с круглыми щелевыми кана­
лами / Ю.А. Калягин, Н И . Шестаков, О.В. Манько, С В . Лукин // Там же, 2004. - №
1 2 . - С 29-31.
12. Расчет теплообмена в рабочей стенке щелевого кристаллизатора и оценка влияния
его конструктивных параметров на величину термического сопротивления рабочей
стенки / Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, О.В. Манько, С В . Лукин // Там же, 2004. - №
2.-С. 3 8 - ^ .
13. Сорокин, С В . Закономерности теплообменных процессов в кристаллизаторе сля­
бовой машины непрерывного литья заготовок при изменении технологических
параметров разливки / С В . Сорокин, Ю.А Калягин, Н.И. Шестаков // Там же, 2004. Хг 9.-С. 35-39.
29
14. Охлаждение и затвердевание сляба в машине непрерывного литья заготовок при
переходных режимах разливки / С В . Лукин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, Д.И. Габслая//Изв.вузов. Черная металлургия. - 2004. - № 1.-С 59-61.
15. Расчет температурного поля непрерывноотливаемого слитка / Н.И. Шестаков,
Ю.А. Калягин, О.В. Манько и др. // Там же. - 2004. - № 3. - С. 59-61.
16. Шестаков, Н.И. О расчете температурного поля непрерывного слитка при извест­
ной интенсивности охлаждения / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, С В . Лукин // Метал­
лы. - 2003. - Х» 5. - С 22-25.
17. Экспериментальное исследование гидравлических и тепловых характеристик кри­
сталлизатора слябовой вертикальной машины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) /
Ю.А. Калягин, С В . Лукин, С Ю . Якуничев, А.А. Зайцев // Бюллетень «Черная метал­
лургия». - 2003. - Вып. 5 (1241). - С. 53-55.
18. Теплообмен в рабочей стенке щелевого кристаллизатора машины непрерывного
литья заготовок / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. Манько, С В . Лукин // Проблемы
машиностроения и надежности машин. - 2004. - № 3. - С. 78-81.
19. Управление вторичным охлаждением сляба на машине непрерывного литья загото­
вок / A M . Ламухин, С В . Лукин, Ю.А. Калягин и др. // Сталь. - 2003. - № 4. - С 24-25.
20. Экспериментальный стенд и методика исследования форсунок при охлаждении
металла в МНЛЗ / Н.А. Бормосов, Ю.А. Калягин, A.M. Ламухин и др. // Сталь. - 2003.
- № 6 . - С . 35-38.
21. Определение гидравлических характеристик кристаллизатора с петлевой систе­
мой подвода воды / Ю.А. Калягин, С В . Лукин, С Ю . Якуничев, А.А. Зайцев // Метал­
лург. - 2003. - № 8. - С. 46-47.
22. Исследование системы охлаждения кристаллизатора вертикальной слябовой ма­
шины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / С В . Лукин, Ю.А. Калягин, С Ю . Яку­
ничев, А.А. Зайцев // Фундаментальные проблемы металлургии. - Вестник У Г Т У УПИ. - Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ, 2003. - К» 5 (20). - С. 72-75.
23. Экспериментальное исследование режима работы кристаллизатора слябовой вер­
тикальной машины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / Ю.А Калягин, С В . Лу­
кин, А.В. Усачев, А.Р. Мусин // Там же. - С. 66-69.
24. Затвердевание сляба при переходных режимах разливки в машине непрерывного
литья заготовок (МНЛЗ) / С В . Лукин, Ю.А Калягин, А.В.Усачев, А.Р. Мусин // Там
же.-С. 75-78.
25. Методика исследования теплообмена одиночных капель с высокотемпературной по­
верхностью металла / Н.А. Бормосов, С В . Лукин, Ю.А. Калягин и др. // Там же. - С 70-72.
26. Калягин, Ю.А. Совершенствование теплового режима кристаллизатора МНЛЗ /
Ю.А. Калягин // Технология тепловых процессов прокатки: межвз^овский сб. - Л.:
СЗПИ, 1985. - С. 69-70.
27. Калягин, Ю.А. Исследование систем охлаждения кристаллизатора слябовой маши­
ны непрерывного литья заготовок / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин // Теплотехнология
непрерывной разливки стали и горячей листовой прокатки: Материалы Междунар.
конф. - Вологда, 1991. - Вып. 3. - С. 21-25.
28. Шестаков, Н.И. Управление охлаждением сляба на машинах непрерывного литья
заготовок / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, С В . Лукин // Неделя металлов: Материалы
1-й Междунар. Недели металлов. - М. - 2003. - С. 48.
29. Настройка и регулирование вторичного охлаждения сляба на машинах непрерыв­
ного литья заготовок / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, Д.И. Габслая // Не­
прерывные процессы обработки давлением: Труды Всеросс. науч.-техн. конф., поев.,
100-летию со дня рожд. акад. А.И. Целикова. - М.: М Г Т У им. Н.Э. Баумана, 2004. - С.
157-161.
30. Калягин, Ю.А. Исследование систем охлаждения кристаллизаторов слябовых машин
непрерывного литья заготовок методом математического моделирования / Ю.А. Калягин,
С В . Сорокин, С.В. Лукин // Вестник ЧТУ. - Череповец: ЧТУ, 2002. - № 1. - С. 55-59
за
31. Калягин, Ю. А. Методика расчета тепловых процессов в рабочей стенке кристаллизато­
ра МНЛЗ / Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, О.В. Манько // Там же, 2003. - Ха 2. - С. 55-59.
32. О расчете термического сопротивления рабочей стенки кристаллизатора с круглы­
ми щелевыми каналами / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. К^ггузова, Н.В. Запатрина // Там же, 2004. - № 2. - С. 21-25.
33. Калягин, Ю.А. Исследование теплообменных характеристик в кристаллизаторе с
медными и бронзовыми рабочими стенками / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин // Вузовская
наука- региону: Материалы 1-й Общероссийской науч.-техн. конф.- Вологда: ВГТУ,
2003.-С. 31-33.
34. Теплообмен в рабочей стенке кристаллизатора машины непрерывного литья /
Ю.А. Калягин, О.В. Манько, Н.И. Шестаков и др. // Там же. - С. 48-51
35. Калягин, Ю.А. Исследование режима работы кристаллизатора машины непрерыв­
ного литья заготовок / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин // Вузовская наука - региону: Ма­
териалы 2-й Всероссийской науч.-техн. конф. - Вологда: ВГТУ, 2004. - С . 33-37.
36. Калягин, Ю.А. Влияние конусности и материала рабочих стенок на режим работы
кристаллизатора слябовой криволинейной МНЛЗ / Ю.А. Калягин // Технические про­
блемы в мащиностроении и на транспорте: сб. научных трудов. - Ч. 1. - Вологда: ВоП И , 1994.-С. 70-76.
37. Калягин, Ю.А. Влияние скорости разливки на теплообмен слитка с кристаллизато­
ром слябовой МНЛЗ / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, А.Л. Кузьминов // Там же. - С.
132-137.
38. Зайцев, А.А. Исследование зависимости температуры стенки щелевого кристалли­
затора с защитным покрытием от его конструктивных параметров / А.А. Зайцев, Ю.А.
Калягин, С В . Лукин // Моделирование, оптимизация и интенсификация производств,
процессов и систем: Материалы 2-й Междунар. науч.-техн. конф. - Вологда: ВГТУ,
2004.-С. 65-69.
39. Моделирование теплового состояния сляба при переходных процессах разливки на
машине непрерывного литья заготовок / А.Р. Мусин, С В . Лукин, Ю.А. Калягин, Д.И.
Габелая // Повышение эффективности теплообменньпс процессов и систем: Материалы
4-й Междунар. науч.-техн. конф. - Вологда: ВоГТУ, 2004. - С. 76-81.
40. Определение локальных диспергирующих и гидродинамических характеристик
плоскофакельной форсунки / Ю.А. Калягин, С В . Лукин, Н.А. Бормосов и др. // Та*»
ж е . - С . 208-212.
41. Зайцев, А А Расчет температурного поля рабочей стенки щелевого кристаллизатора
с защитным покрытием / А.А. Зайцев, Ю.А. Калягин, С В . Лукин // Там же. - С. 81-вЗ.
42. Зайцев, А.А. Экспериментальная установка для исследования эксплуатацио101ьй(
свойств защитных покрытий кристаллизаторов машин непрерывного литья заготовок /
А.А. Зайцев, Ю А. Калягин, С В . Лукин // Информационные технологии в производст­
венных, социальных и экономических процессах / Материалы 4-й Междунар. науч.техн. конф. «Инфотех-2004». - Череповец: ЧГУ, 2005. - С. 161-162.
43. Калягин, Ю.А. Тепловые процессы в кристаллизаторе МНЛЗ с круглыми щелевы­
ми каналами / Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, О.В. Картузова, Н.В. Запатрина // Там
ж е . - С . 175-178.
44. К расчету критерия чистоты металла на радиальных и криволинейных машинах
непрерывного литья заготовок / В.В. Мухин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, С В . Лу­
кин // Там же. - С 156-158.
45. Физическая сущность метода исследования гидродинамических ха|тктериети]|
форсунок / Ю.А. Калягин, С В . Лукин, Н.А, Бормосов и др. // Там же. - С. 165-167.
46. Сорокин, С В . Теплообмен в кристаллизаторе при аварийных процессах разливки /
С В . Сорокин, Ю.А. Калягин // Там же. - С 167-170.
47. Калягин, Ю.А. Исследование теплообмена в каналах охлаждения кристаллизатора
методом физического моделирования / Ю.А. Калягин, С В . Сорокин, Н.И. Шесписов //
Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства: Материв'
п
Zoob-ij
^4<36^
ЛЫ 4-й Междунар. науч.-техн. конф., поев. 120-летию а к Ж ШТ^Ъардша. - Череповец:
ЧТУ, 2003.-С. 111-115.
48. Калягин, Ю.А. Теплообмен в рабочей стенке кристаллизатора машины непрерыв­
ного литья заготовок / Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, О.В. Манько // Там же. - С. 132-135.
49. Обработка видеоинформации и определение гидродинамических и теплотехниче­
ских характеристик форсунок для охлаждения металла на машине нетферывного литья
заготовок / Н.А. Бормосов, Ю.А. Калягин, С В . Лукин и др. // Там же. - С. 150-153.
50. Расчет температурного поля слитка при непрерывной разливке стали / Ю.А. Каля­
гин, Р.А. Марков, Н.И. Шестаков и др. // Там же. - С. 138-141.
51. Стенд для исследования характеристик форсунок при охлаждении металла на ма­
шине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / А.В. Усачев, Ю.А. Калягин, С В . Лукин,
М.А. Образцов // Там же. - С. 148-150.
52. Аналитическое решение двухфазной задачи Стефана для условий кристаллизатора
машины непрерывного литья заготовок / Н.И. Шестаков, Ю А . Калягин, А.А. Лепехин,
A.M. Ламухин // Информационные технологии в производственных, социальных и
экономических процессах: Материалы междунар. науч.-техн. конф. «Инфотех-2001». Череповец: ЧГУ, 2002. - С. 56-57.
53. Математическая модель теплообмена в кристаллизаторе МНЛЗ / Н.И. Шестаков,
Ю.А. Калягин, А.А. Лепехин, A.M. Ламухин // Там же. - С. 58-59.
54. Шестаков, Н И . Математическая модель температурного поля слитка при непре­
рывной разливке стали / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. Картузова // Современ­
ная наука и образование в решении проблем европейского севера: Материалы между­
нар. науч.-техн. конф., поев. 75-летию АЛТИ - АГТУ. - Архангельск: А Г Т У , 2004. - С
321-323. и другие 32 публикации.
Авторские свидетельства (СССР) № № 1203754, 1204970, 1219240, 1225679,
1271640, 1284653, 1284654, 1295598, 1320011, 1321514, 1328063, 1353568,
1486266, 1502178, 1510212, 1559549, 1620207, 1667298, 1697977, 1724426, 1812708,
1818756; пагеигы Р Ф № № 2229958, 2232666.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ
T,t- температура; Г^ Г/ - температура солидуса и ликвидуса; q - плотность тепло­
вого потока; Q - тепловой поток; а - коэффициент теплоотдачи; X - коэффициент теп­
лопроводности; р - плотность; С - удельная массовая теплоемкость; а — коэффициент
температуропроводности; (О- скорость; d - диаметр; R, г- термическое сопротивле­
ние, радиус; ^ - толщина оболочки (твердой фазы) слитка; L - удельная теплота кри­
сталлизации; Ьщ - удельная теплота кристаллизации шлака; у - конусность углов на­
клона стенок; т - время; Р - давление; G - расход;/- частота; g - плотность ороше­
ния; удельный расход; x,y,z- пространственные координаты; А, В- размеры кристал­
лизатора, сляба в поперечном сечении; Н - рабочая высота кристаллизатора; А, - мест­
ные потери напора; р - пгфаметр, характеризующий интенсивность охлаждения (за­
твердевания); b - линейный параметр; s - временной параметр; т^ - толщина слоя рас­
плавленного шлака; 5 - полная толщина слоя шлака; а^ = 5,67 ■ 10"* Вт/м^К* - постоян­
ная Стефана-Больцмана; 6 - приведенная степень черноты; Nu, Re, Pr - число (крите­
рий) Нуссельта, Рейнольдса, Прандгля.
Расшифровка других обозначений дана в тексте автореферата.
Лицензия А N& 001633 от 2 февраля 2004 г.
Подписано к печати 16.11.05 г.
32
Тир. 100. Усл. п. л. 1,7. Формат 60x84 '/,6. З а к . ^ / ^
ГОУ ВПО Череповецкий госудчкггвеиный университет
162600 г. Череповец, пр. Луначарского, 5.
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
2
Размер файла
1 940 Кб
Теги
bd000103517
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа