Файл: Совершенствование теплового процесса листовой прокатки..pdf

Скачать файл
Заказать решение

ВУЗ: Не указан

Категория: Не указан

Дисциплина: Не указана

Добавлен: 16.10.2024

Просмотров: 94

Скачиваний: 0

ВНИМАНИЕ! Если данный файл нарушает Ваши авторские права, то обязательно сообщите нам.

где

Т/_г и Т/

— известные

(заданные) полные натяжения полосы

 

 

перед

клетью и

за ней, Мн;

б)

величину

оА. — по формуле

(87);

в)

коэффициенты

и

— по формулам (86);

г)

приближенное значение 1сп

= Гсп. — по формуле

/ ; „ / = 1 , 5 ] / ^ ;

д) коэффициент т,- — по формуле (89), с использованием прибли­ женного значения 1сп;

е) коэффициент па. — по формуле (88); ж) среднее удельное давление металла на валки:

 

 

Рср/ =

Од/Паг

 

 

 

 

 

 

 

з) усилие прокатки (полное давление металла

на

валки):

 

 

 

Р1

=

РсР,Ысп,

 

 

 

 

 

(92)

 

и) уточненное значение 1сп

:

 

 

 

 

 

 

 

 

Ц . = 1,05-

1 0 - » Р с

р / ^ +

j

/ ~ ^

-

P

+

(l,05-

lO-*PepjEfj2;

(93)

к) отношение

lcnJlcn.-

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Если выполнено условие

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

0,97

 

1,03,

 

 

 

 

(94)

 

 

 

 

 

crij

 

 

 

 

 

 

 

то полученные в

п. «ж»,

«и»

значения

р С

Р /

и

1сп.

считают оконча­

 

тельными. В противном случае значение /с „ , полученное в п. «и», принимают равным 1С„ и цикл расчета повторяют с новым значе­ нием /с „ , начиная с п. «д». Повторения производят до выполнения условия (94).

5. По найденному значению /с „ определяют по формулам (86)

и (85)

коэффициенты 6, и пн / .

по фор­

6.

Величину удельной работы прокатки вычисляют

муле

(82), используя значения aMj- и nHJ, полученные в п.

1 и 4 дан­

ного

расчета.

 

Следует отметить, что сопротивление металла пластической де­ формации при холодной прокатке обычно считают не зависящим от температуры. Однако при температурах металла >300° С у мно­ гих сталей наблюдается снижение пределов прочности и текучести, приблизительно пропорциональное росту температуры. Учет этого фактора при энергосиловом и тепловом расчете стана позволит более правильно определить нагрузки на валки и расходы охла­ ждающей жидкости.

5 А. В. Третьяков

65

Поэтому, основываясь на допущении об идентичности зависимости от температуры предела прочности и сопротивления пластической деформации, величину ащ при tKJ > 300° С можно определить из выражения

 

 

auj = aui(Si

— SttKl),

 

(95)

где

 

aMj — величина ам/ при tKj

=s£ 300° С, вычисленная по фор­

 

 

муле (83);

 

 

 

 

 

 

S± и S 2 — коэффициенты,

которые

для малоуглеродистых ста­

 

Таким

лей в среднем

равны:

5 Х =

1,6; 5 2 == 0,002 [13].

 

образом, если при расчете по формулам (80) оказалось,

что

tKI- >

300° С, то следует вычислить

новое

значение а м /

по фор­

муле (95) и повторить вновь энергосиловой

расчет по

формулам

(82)—(94), а затем — тепловой

расчет по формулам (79), (80). Полу­

ченное новое значение tKJ будет, очевидно, ниже, чем первоначаль­ ное. При большом расхождении цикл расчета можно вновь повто­

рить, до совпадения (с заданной точностью) двух последних

зна­

чений

tKj.

 

 

 

 

Теплофизические исходные данные

включают коэффициенты тепло­

отдачи

а к

т , а 1 р , ах о п , температуру

охлаждающей

жидкости

4м. р

и 4м. оп>

температуру полосы на входе в данную клеть tHj. Наиболь­

шее влияние на величину коэффициентов ос1р и ос1 о п

оказывают

раз­

меры отверстий брызгальных коллекторов системы охлаждения вал­ ков и скорость истечения из них воды (эмульсии); от скорости вра­ щения валков эти коэффициенты практически не зависят. Обоснование

выбора этих коэффициентов изложено в гл. IV. Для расчета

пара­

метров квазистационарного

теплового режима современных

станов

с достаточной точностью

можно принять: при подаче жидкости

на валки с одной стороны (обычно со стороны входа металла в валки)

сс1 р

равно,

вт/(м2 трад) [ккал/(м 2 - чтрад) ]: 1980—2340 [1700—2000];

а 1 о п

= 820 -ь1160 [700—1000];

при подаче

жидкости с двух сторон

сс1 р

= 3500-4100 [3000—3500],

а а 1 о п

= 1160-1780 [1000—1500].

а к т

величина

постоянная и равна: 480 • 103

[4,1-105 ].

 

Средние температуры охлаждающей жидкости у поверхности вал­

ков

4м. р

и

4м. оп зависят

от

температуры

жидкости, подаваемой

на

валки

(4м i) и сливаемой

со стана

(4мг)-

 

 

Согласно общепринятой технологии

4м i =

30-ию° С, однако для

станов, работающих в южных районах СССР или в странах с тропи­ ческим климатом, эта величина может быть установлена более высокой (50—55° С). Температура на сливе 4мг определяется задан­ ным расходом жидкости и количеством отведенного тепла, однако она не должна превышать максимального значения, зависящего от возможностей теплообменников, установленных в системе охла­ ждения стана.

Теплообменники большинства современных станов могут обеспе­ чить охлаждение жидкости на величину А 4м = 4 м г — 4м i — = 4 -=-8° С.

Известно применение теплообменников пластинчатого типа, допу­ скающих А 4м до 10—14° С, однако в связи со сложностью обслужи-

66

вания они не получили пока широкого распространения. При задан­ ных значениях t3Ml и At3M получим:

 

4 м 2 = 4MI ~Ь А4м-

(96)

Если допустить

превышение величин 4м ги А4м н а Д

заданными,

то теплообменники

не смогут справиться с охлаждением сливаемой

жидкости, условия

циркуляции станут нестабильными

и жидкость

будет поступать на стан с более высокой температурой (t3M1 начнет увеличиваться). Это приведет к нарушению стабильности темпера­

турного режима стана, что недопустимо. Поэтому при расчете

пара­

метров квазистационарного режима величина At3M

должна

быть

заранее задана в указанных выше пределах.

 

 

Зная t3M1, At3M и t3M2 и принимая, что температура

4 м р =

t3M.on

является средним арифметическим между значением t3M1 и темпера­

турой эмульсии, которая,

сливаясь

с валков, попадает на полосу,

а последняя в свою очередь является средним

арифметическим

между t3M1 и t3M 2 , величины

£эм .р и

о п можно вычислить по фор­

муле

 

 

 

 

4

f

3t3M1

-f- t3m

/Q7\

'эм. p — 'эм. on—

4

 

Опыт показал, что указанные допущения и формула (97) обеспе­ чивают достаточную точность расчета. При нестационарном режиме, как будет показано в разделе 3 гл. I I I , необходимость в таких допу­ щениях отпадает, и задача решается более точно применением метода итераций.

Если жидкость сливается с валков на холодную полосу (в первом проходе реверсивного стана или перед первой клетью непрерывного стана), то вместо формулы (97) будем иметь:

 

 

f

f

^эм! Ч~ ^эмг

 

(QQ\

 

 

'эм. р — 'эм. оп —

2

'

 

\ У О )

 

Температура полосы

на входе

в данную

клеть

tHJ-

определяется

температурой на выходе из предыдущей

клети

и

условиями

охлаждения полосы между (/ — 1) и /-той клетями.

 

 

 

Для 1-й клети 4,1 = 30 -f-60° С (полоса поступает на стан со склада

травленых

или отожженных рулонов).

 

 

 

 

 

 

Условия

охлаждения

между

(/ — 1)- и /-той

клетями

опреде­

ляются уравнением теплового баланса:

 

 

 

 

 

 

 

 

QSM. п =

AQn. эм>

 

 

(99)

где

0эМ .п

— количество тепла, полученное эмульсией

за время Дт„

 

 

от полосы на ширине AL;

 

 

 

 

 

 

AQn. эм — количество тепла,

отданного полосой

за время Ат„

 

 

между клетями на ширине AL;

 

 

 

 

 

Q3M.п = a2S

ALK„ [b=k+hL -

t3K.п ) Ат„,

(100)

 

 

AQn. эм - 3,6 • 10 3 c n vA ^A £ (*к(/-1) - tn]) Atn,

(101)

5*

 

 

 

 

 

67

 

 

 

где а 2 г« 2320

вт/(м2 -град)

[2000 ккал/(м 2 - ч - град)] — коэффи­

циент

теплоотдачи

от полосы к эмульсии (воде);

S — расстояние или длина полосы между (/— I)- и /-той кле­ тями, м;

Кп — конструктивный коэффициент, характеризующий долю длины S, на которую попадает жидкость, сливаясь с валков;

4М . п — средняя температура эмульсии у поверхности полосы, которую можно определить, исходя из тех же допуще­ ний, что и величины £эм.р , £эм.о п по формуле, анало­ гичной (97):

 

Uu=

* +

(102)

Из

совместного решения

уравнений (100) и (101) получим

 

 

М—1)

 

 

 

М + 1

 

где

 

 

 

 

У И =

7,2-^ychKvnk

 

 

 

a2SKn

х '

3. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС СТАНА ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

 

ПРИ НЕСТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ

 

Как

отмечалось в гл. I , одним из важнейших путей

улучшения

качества холоднокатаного листа при производстве его на непрерыв­ ных высокоскоростных станах является повышение устойчивости теплового профиля рабочих и опорных валков.

В связи с оснащением этих станов быстродействующими систе­ мами автоматического регулирования толщины (САРТ), а также профиля и формы полосы (САРПФ) требования к устойчивости всего

технологического

процесса и, в частности, к стабильности теплового

профиля валков

еще более возрастают.

С этой целью

Уралмашзаводом совместно с рядом организаций

разрабатываются

системы автоматической подачи эмульсии (САПЭ)

с секционным

регулированием

ее расхода

в нескольких

зонах

по длине бочки валков.

 

 

 

Техническая

характеристика

этих систем

приведена в

гл. X

данной книги. Чтобы оптимизировать управление САПЭ и настроить ее на заданный режим работы, необходимо иметь зависимость тем­ пературы и теплового профиля валков от параметров процесса про­ катки при нестационарных условиях, соответствующую действи­ тельности. Такую зависимость можно получить из решения системы уравнений теплового баланса /'-той рабочей клети за промежуток

времени

Ат„, изложенных

в разделе 1 гл. I I I .

 

Пренебрегая,

как и в разделе 2 гл. I I I , теплоотводом

в воздух

(QOKP. р =

Оокр. оп

— 0)

и

учитывая отсутствие

газового

подогрева

(Сподр =

4?оД.оп = 0),

подставим в основные

уравнения

теплового

баланса (33)—(35) значения его составляющих по формулам (38), (48), (52), (62), (65), (71), (76). Для первого промежутка времени (начало процесса, после установки в клеть новых валков, п = 1) вместо формул (48), (52), (71), (76) нужно подставить в основные уравнения значения составляющих баланса по формулам (49), (53), (75), (77).

В результате указанной подстановки уравнения (33)—(35) преоб­ разуются в систему трех линейных уравнений относительно трех неизвестных величин: tKn. — температуры полосы на выходе из

/-той клети в момент времени т„ и коэффициентов cn_i, £(n_i) оп> характеризующих величину изменения градиентов температуры по­ верхности рабочих и опорных валков в момент времени т„_1 (при переходе от отрезка времени Ат„_х к отрезку времени Ат„):

А^КП! ~Ь ВъСП-1 ~Ь Е<1С(П—1)ОП = D2\

(105)

BgCn_i ~Ь ^2,С(п—\) оп —

 

Коэффициенты Аг—D3, входящие в уравнения (105), выра­ жаются через известные (или заданные) энергосиловые, технологи­ ческие, конструктивные и теплофизические параметры стана, а также через величины ct, ci0„ и т,-, полученные в результате расчета для предыдущих отрезков времени (i < п — 1), так как расчет осу­ ществляется последовательно, начиная с п = 1:

1сл

3,6.103/jKW„ft

"оп /

 

з,б-юзМп* '

let у +

я Р р а 1 Р +

Я Д Р С Р У Р Ф Р ( т » - V i )

Ат„

 

 

 

 

"on у

 

"on у"к- т

Еъ = Ат„; Е3

1

л

^ о п а ю п

bon / а к . т

 

 

Di

= Л т . м

°ПР/

Й о п / а к . т Д т п

+

*Г>1псопУопФоп

 

(т„-

Агп;

b

-а

 

Дт

 

 

 

оп у к . т

п

(106)

 

'ся/Ок. •

X

 

 

3,6.10»АК «,*

 

 

п—2

X PVH/

Do

X

2^р- н а ч

£

с, (т„ + т„_х — 2т,) +

Сп7п^н/;

 

i = 0

 

 

 

 

п _ 2

 

 

 

 

1=0

 

/с

X

 

 

 

 

^оп у'а к. т Д т л

&0П /

 

 

п—2

 

 

•2f.р. нач —

Е сг (т„ +

тп _х — 2т,)

+

 

 

*=0

 

Смотрите также файлы