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

Задачей второго этапа экспериментов было полное исследование факторов, определяющих интенсивность теплообмена, в условиях, близких к натурным. В этих опытах окружную скорость вращения меняли в пределах 0 -ь 8 м/с, а удельный расход охлаждающей жидкости (воды) в пределах 0,826- 10~4-ь46,6- 10~4м3/(м-с), при­ чем скорость охлаждающей жидкости на выходе из коллектора из­ меняли от 10 до 40 м/с. Температуру воды варьировали в пределах

ваться на теплообмене. Рост ок­ ружной скорости приводит к увеличению среднего коэффициента

теплообмена а ср. Это явление связано, по-видимому, с выбрасыва­ нием частиц жидкости из пленки центробежными силами, что усили­ вает перемешивание в пленке и сам теплообмен.

что при возрастании температуры а также растет (хотя интенсив­ ность теплообмена, или тепловой поток Q, разумеется, падает вслед­ ствие уменьшения перепада температур At в формуле Ньютона

117

стиц в пленке. Число Прандтля, входящее в критериальное урав­ нение теплообмена, при этом уменьшается, но входит с малым по­ казателем степени, поэтому рост коэффициента теплопроводности %

ние вязкости приводит к возрастанию степени турбулентности течения в пленке при неизменной средней скорости.

Рис. 39. Зависимость Nu/ = / (Re/0бл) при различных расходах жидкости

Диаметры струн: / — 0,6 мм; 2 — 1,0 мм; 3 — 1,5 мм; 4 — 2,0 мм; 5 — 3,0 мм

На рис. 39 представлена зависимость Nuf от Ref обл при различ­

ных расходах охлаждающей воды. График показывает, что Nu/ растет с возрастанием Re/o6jI, 'причем при больших расходах этот

118

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

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

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

[R « U (A/Ao)8 +

+ 0,8- ІО"4 Re/вр] Ріу-

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

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

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

119

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

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

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

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

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

§ 3. Разработка методов расчета конструкций брызгальных коллекторов

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

120

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

Внастоящее время на станах горячей и холодной прокатки листа

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

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

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

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

121:

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

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

Рис. 43. Схема опытного коллектора

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

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

122

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

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

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

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

123