Файл: Шичков А.Н. Температурный режим листопрокатных валков.pdf

ность тепловых увеличений диаметра в середине бочки и у кромки прокатываемой полосы; АD r (0_ L) — тепловая выпуклость на длине

бочки, или разность тепловых увеличений диаметра в середине и

у края бочки; t0, tb, tL — среднеинтегральные температуры наруж­ ной поверхности валков в середине, у кромки полосы и у края бочки, °С; а — коэффициент линейного расширения материала валка, °С_!'> D — наружный диаметр бочки, мм.

Формулы (11.48) основаны на допущении о том, что температура валков является постоянной в пределах каждого поперечного се­ чения: в середине, у кромки полосы и у края бочки. Для середины бочки это допущение может выполняться при стационарном режиме, после того, как валок полностью прогрелся по сечению. Однако, чтобы допустить выполнение этого условия для крайних сечений, надо дополнительно предположить, что на их температуру не ока­ зывает влияния температура более нагретых слоев в средней части бочки. Другими словами, надо ввести допущение о том, что изме­ нение температуры в пределах каждого поперечного сечения про­ исходит независимо от других сечений.

Поскольку указанные допущения в ряде случаев не подтверж­ даются практикой, расчеты по формулам (11.48) давали большую погрешность (иногда до 40—50%). Чтобы учесть неравномерность прогрева по сечению валков, некоторыми авторами в формулы (11.48) был введен так называемый «коэффициент стеснения» kr,

Однако и формулы (11.49) не являются достаточно точными, так как по-прежнему предполагают, что характер неравномерности рас­ пределения температуры в каждом поперечном сечении одинаков и не зависит от других сечений. Но это далеко не всегда имеет мес­ то, и коэффициент kr в разных сечениях может быть различным.

Кроме того, формулы (11.49) не учитывают нестационарного ха­ рактера температурного режима валков: по существу, коэффициент kr — величина переменная во времени, он изменяется от нуля (в начальный период работы, после установки валков в клеть) до некоторого максимального значения (после прогрева валков). Таким образом, формулы (11.48) и (11.49) не пригодны для анализа динамики теплового профиля валков и дают лишь усредненные значения тепловой выпуклости.

Наиболее .точные формулы из теории упругости для расчета теп­ лового профиля валков приведены в работах [77, 78]:

100

ADт (О—b)

А Д т (О—L)

г д е 0 ФФСЯОО’ а ффс«„2г’ стффсR»L — окружные (тангенциальные) осе­

симметричные температурные напряжения у наружной поверхно­ сти валка (р = 1) в сечениях, соответствующих краю полосы, се­ редине и торцу бочки валка.

Поскольку в формулах (11.50) через окружные напряжения уч­ тена неравномерность прогрева в разных сечениях валка, они по­ зволяют точно рассчитать тепловые выпуклости валков как при стационарном, так и при нестационарном режимах. Материал пре­ дыдущих параграфов этой главы, а также исследования, изложен­ ные в [77, 78], позволяют использовать для расчета указанные фор­ мулы. Однако трудность определения температурных напряжений с учетом теплового потока в осевом направлении ограничивает воз­ можность их применения.

В работах [47, 62] приведены алгоритм и программы для расчета теплового профиля валков на нестационарном режиме. Однако ана­ лиз неустановившихся процессов температурных полей валков показал, что если валок перед постановкой его в клеть имеет равно­ мерное температурное поле и по величине его температура доста­ точно высокая (предварительный разогрев), то время неустановившегося процесса мало. Как правило, на практике это и имеет место. Поэтому более существенное влияние на форму тепловой выпукло­ сти валков оказывает осевое температурное поле, которое формирует тепловой профиль валков.

Исследования стационарного осевого температурного поля валка методом электротепловой аналогии, представленные в § 6 гл. I данной работы, показали, что распределение температур на поверхности валка существенно отличается от параболы, как это предполагали ранее. Поэтому тепловой профиль зависит от гранич­ ных условий (ширины прокатываемого металла, характера охлаж­ дения валков и т. д.). В связи с этим Э. А. Гарбером совместно с ав­ тором было предложено учитывать эти факторы при определении шлифовочного профиля валков.

Установленное отличие кривой теплового профиля от параболы должно вызвать неравномерность деформации по ширине полосы, так как суммарная выпуклость валка (шлифовочная плюс тепловая) компенсирует его сплющивание и прогиб, описываемый, как из­ вестно, кривой параболического типа.

Для выяснения причин неравномерного износа Э. А. Гарбером было проанализировано влияние формы кривой теплового профиля валков на формирование профиля их активной образующей в про­ цессе прокатки.

Рассмотрим упрощенную схему образования формы активной образующей рабочего валка при прокатке или дрессировке (рис. 25).

101

Ч

Кривая а — тепловая выпуклость валка (считаем для простоты, что валок отшлифован цилиндрическим и охлаждается равномерно по ширине полосы). Кривая б — парабола, соединяющая середину и края бочки. Кривая в — прогиб активной образующей валка. Тогда, без учета сплющивания, форму активной образующей (меж­ валковой щели) получим как суперпозицию кривых а и в в виде кривой г. Как видно, эта кривая со стороны прокатываемого металла имеет две характерные выпуклости на расстояниях 50—100 мм от

Рис. 25. Схема образования формы активной образующей рабочего валка при прокатке или дрессировке. Пояснения в тексте

кромок полосы. В результате выравнивающего действия сплющива­ ния и жесткости профиля полосы окончательная форма межвалко­ вой щели, очевидно, становится более равномерной, чем кривая г, однако на участках, соответствующих выпуклостям, валок испыты­ вает максимальные удельные давления и должен подвергаться по­ вышенному местному износу. Это рассуждение полностью приме­ нимо и к опорному валку, имеющему такую же форму кривой теплового профиля, как и рабочий валок.

Для достижения более равномерного износа валков и стабили­ зации условий деформации по ширине полосы было предложено изменить форму шлифовочного профиля валков, чтобы заранее скомпенсировать показанные (см. рис. 25) выпуклые участки ак­ тивной образующей. Реализация этого предложения в цехах хо­ лодной и горячей прокатки подробно изложена в работах [9, 47, 52, 53, 61—64, 69, 73].

102

Г Л А В А III

КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ

ВАЛКОВ жидкостью

§ 1. Анализ физических процессов, определяющих интенсивность теплообмена

В настоящее время применяются следующие методы охлаждения валков: а) водой или эмульсией, подаваемой из брызгальных кол­ лекторов; б) сжатым воздухом, подаваемым раздельно на края и середину бочки валка; в) распыленной водой, подаваемой через специальные инжекторные форсунки; г) паром, поступающим через инжекторные сопла вместе с засасываемым воздухом; д) воздухом от вентилятора высокого давления, насыщенным паром и др.

Из перечисленных методов наибольшее распространение полу­ чил метод охлаждения водой, подаваемой брызгальными коллекто­ рами по схеме, представленной на рис. 1 и 2. Применение этого спо­ соба охлаждения объясняется соображениями, отмеченными в ра­ боте [18], а именно: при охлаждении валка водой, подаваемой брыз­ гальными коллекторами, разбрызгивания в окружающую среду практически нет; стекающая по валку вода снимается проводками, что предохраняет прокатываемый металл от охлаждения. При по­ даче же охлаждающего вещества (воды, воздуха или пара) на ва­ лок посредством распыляющих сопел значительное количество этого вещества теряется в окружающую среду. Это приводит к перерас­ ходу энергии на привод насосов (вентиляторов, компрессоров), затрудняет работу обслуживающего персонала.

Вопрос правильной организации охлаждения валков станов горячей прокатки имеет первостепенное значение, поэтому мате­ риал этой главы посвящен исследованию факторов, определяющих интенсивность теплообмена при охлаждении валков жидкостью, подаваемой брызгальными коллекторами.

При рассмотрении в гл. I граничных условий было оговорено, что в основном тепловой поток от валка отводится конвекцией без кипения. Разработанная на этой основе методика теплового

103

нии валков водой или эмульсией, подводимой брызгальными кол­ лекторами.

Теплофизические процессы при струйном охлаждении валка отличаются большой сложностью. В прокатной литературе нет обоснованных рекомендаций по определению коэффициента тепло­ отдачи валка. Работы, выполненные в последние годы [26, 87, 88, 89], представляют собой первые попытки объяснения процессов охлаждения валка с позиций теории конвективного теплообмена. В настоящей главе обобщен опыт предшествующих исследований. Описаны теоретические и экспериментальные разработки, выпол­ ненные автором и под его руководством в Череповецком филиале Северо-Западного заочного политехнического института. Вводятся критерии подобия, соответствующие специфическим условиям яв­ ления, и предлагается критериальная зависимость, описывающая интенсивность теплообмена. Даются рекомендации по повышению эффективности охлаждения работы валков листостанов, по проекти­ рованию брызгальных коллекторов и приводятся эксперименталь­ ные исследования теплофизических свойств прокатных эмульсий.

При конвективном теплообмене между средой, имеющей темпе­ ратуру tj, и валком, температура которого равна tw, поток тепла Q определяется по формуле Ньютона—Рихмана

Q = a (tw- t f)F, (III.1)

где ос— коэффициент теплообмена, Вт/(м2- К) (ккал/м2-ч- °С); F— пло­ щадь поверхности валка, омываемая жидкостью, м2.

В случае свободной конвекции движение жидкости у поверхно­ сти твердого тела порождается архимедовыми силами, которые воз­ никают при нагревании (или охлаждении) частиц жидкости, приле­ гающих к поверхности твердого тела, имеющего иную температуру. Интенсивность теплообмена в этом случае определяется соотноше­ нием архимедовой силы, увлекающей жидкость, и силы вязкого трения, препятствующей движению. Отношение этих сил характе­ ризуется числом Грасгофа Gr = g'ßAZ/Vv2, где g — ускорение силы тяжести; ß — коэффициент объемного расширения жидкости при нагреве; Дt — разность температур тела и жидкости; I — харак­ терный размер тела; ѵ — кинематический коэффициент вязкости,

м2/с.

При вынужденной конвекции, когда движение жидкости у по­ верхности тела порождается действием внешних сил, интенсивность теплообмена определяется соотношением сил инерции и вязкости. Отношение этих сил определяется числом Рейнольдса Re = wl/v, где w — скорость течения жидкости, м/с.

На интенсивность теплообмена в пограничном слое оказывает влияние также соотношение тепловых и вязкостных свойств жид­ кости, которые задаются числом Прандтля Рг = ѵ/а, где а — ко­ эффициент температуропроводности жидкости, м2/с. Для капель­ ных жидкостей (воды, эмульсии) число Прандтля изменяется при температурах от 0 до 100° С примерно на порядок; для воды это

104