Файл: Совершенствование теплового процесса листовой прокатки..pdf

дах жидкости на действующих станах влияние скорости вращения валка на теплообмен становится несущественным.

Из рис. 28, б следует, что при возрастании температуры а с р также увеличивается. Это объясняется, очевидно, увеличением теплопро­ водности воды Xf с ростом температуры, что в соответствии с уравне­ нием (156) приводит при постоянной величине Nu к пропорциональ­ ному росту а с р . Число Прандтля, входящее в критериальное уравне­ ние (156), при этом несколько уменьшается, но оно входит туда с ма-

Рис. 29. Зависимость Nu^ при охлаждении валков жидкостью от комбинированного крите­ рия

лым показателем степени, поэтому рост коэффициента теплопровод­ ности жидкости оказывает более сильное влияние на изменение вели­

чем при больших расходах этот рост оказывается более слабым, чем при малом расходе. Это объясняется тем, что при малых расходах на поверхности валка имеется тонкая пленка жидкости и кинетиче­ ская энергия падающей струи эффективно охлаждает поверхность. В целом влияние расхода на теплообмен оказалось более существен­ ным, чем влияние скорости истечения.

В результате исследований значения коэффициентов критериаль­ ного уравнения (156) оказались равными: с = 28,8; т = 3; сх — = 0,8-10~4, « = 0,103 и критериальное уравнение конвективного теплообмена листопрокатного валка с охлаждающей жидкостью приобрело следующий окончательный вид:

Это уравнение представлено графически в логарифмических шка­ лах на рис. 29. Как видно, все экспериментальные данные удовлетво­ рительно укладывается на критериальную прямую в диапазоне кри­ терия

106

равном 108 —101 2 . При значениях х ниже 108, что в осйовном соответ­ ствует малым расходам охлаждающей жидкости, изменение Nuf не подчиняется приведенной зависимости. Возможность экстраполяции уравнения (158) на значения х > 101 2 рассмотрена в разделе 8 гл. IV.

При проведении опытов была поставлена также задача исследовать зависимость коэффициента а с р от числа рядов сопел или отверстий в брызгальном коллекторе при одном и том же расходе охлаждающей жидкости.

сопел в коллекторе. При больших расходах влияние числа рядов сопел становится незначительным. Это можно объяснить тем, что при малых расходах жидкости кинетическая энергия струи оказывает существенное влияние на интенсивность теплообмена. С возраста­ нием числа рядов сопел при данном расходе жидкости увеличивается

только от удельного расхода жидкости. При удельных расходах жид­ кости на единицу длины бочки свыше 300 м3 /(м-сек) величина а с р практически остается постоянной.

6. ИССЛЕДОВАНИЕ БРЫЗГАЛЬНОГО КОЛЛЕКТОРА СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ СТАНА ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

Одно из важнейших требований к конструкции брызгальных кол­ лекторов состоит в правильной организации потока жидкости.

При охлаждении бочки валка потоком жидкости необходимо полу­ чить заданный профиль его активной образующей соответствующим плавным распределением скоростей потока охлаждающей жидкости; кроме того, в вертикальном направлении поток должен быть макси­ мально сужен, так как распыленный поток при струйном охлаждении менее эффективен.

Для улучшения конструктивных параметров коллекторов, обеспе­ чивающих выполнение указанных требований, были проведены экс­ периментальные исследования коллекторов наиболее распространен­ ной конструкции, показанной на рис. 30, а. Охлаждающая жидкость под давлением подается из цилиндрической части коллектора через ряд отверстий на клиновидный хвостовик-разбрызгиватель, где каждая в отдельности струя становится плоской и, соединяясь со смежными струями, плоским потоком подается на валок. Задавая шаг, диаметр отверстий, угол разбрызгивателя и т. д., можно до­ биться требуемого распределения скоростей у поверхности валка. Получить плоский поток с помощью только отверстий, выполненных в виде горизонтальных щелей, нельзя из-за известного в гидравлике свойства потока перестраиваться в вертикальный при истечении из плоских отверстий. Самыми рациональными в этом случае являются

107

круглые отверстия со скругленными входными кромками для увели­ чения коэффициента расхода.

При исследовании определяли оптимальные соотношения следую­ щих параметров (см. рис. 44): шага отверстий S, диаметра отверстий d, угла разбрызгивателя а/2 и длины его полки L p . Были изготовлены опытные коллекторы с различными диаметрами отверстий и с различ­ ным их расположением, при этом разбрызгиватель имитировали пла­ стиной, соединение которой с коллектором позволяло поворачивать ее, изменяя углы а/2, и фиксировать в требуемом положении. Кон­ струкция опытных коллекторов позволяла также устанавливать пла-

Рис. 30. Конструкция брызгального коллектора системы охлаждения валков листовых

стины различной длины. Испытания проводили на коллекторах с од­ ним и двумя отверстиями при диаметрах 3,5; 5,5 и 8 мм. Длину раз­ брызгивателей выбирали равной 40, 80 и 135 мм. Испытуемый кол­ лектор подсоединяли к экспериментальной насосной установке, опи­ санной в разделе 4 гл. IV.

Во время испытаний измеряли ширину растекания струи на срезе разбрызгивателя 6р. б а з (см. рис. 30, б), а также наблюдали и фотогра­ фировали качественную картину потока. Результаты наблюдений показали, что ширина растекания потока 1рбаз при прочих равных условиях не зависит от давления жидкости в коллекторе, а зависит

диаметра отверстий, углов разбрызгивателей, конструктивного размера а для коллектора с длиной L p б а з = 135 мм.

Наблюдения и анализ потоков при истечении жидкости одновре­ менно из двух и более смежных отверстий показали, что максималь-

108

ный эффект уплощения потока достигается в том случае, если точка встречи соседних потоков от двух смежных отверстий находится не на плоскости разбрызгивателя (см. рис. 30, в), а за срезом разбрызги­ вателя на расстоянии 5—15 мм от него. Если соседние потоки встре­ чаются на плоскости разбрызгивателя, то в месте их встречи обра­ зуется бурун и поток жидкости перестраивается в вертикальное поло­

жение. При встрече потоков за пределами разбрызгивателя это явле­ ние не наблюдается; струя, образованная смежными потоками, остается плоской.

Таким образом, основное условие получения плоского равномер­

где bp — ширина растекания потока из одного отверстия на срезе раз­ брызгивателя конструируемого коллектора.

Используя это условие, длину разбрызгивателя конструируемого коллектора можно определить из очевидного соотношения

" р . баз

109

Выражения (160), (161) и графики рис. 31 и 32 позволяют рассчи тать все необходимые параметры брызгального коллектора. Последо­ вательность такого расчета изложена в разделе 3 гл. V.

250

Ьр6аз,мм 200

Для охлаждения валков станов холодной прокатки в большинстве случаев используют прокатные эмульсии различных типов. В послед­ ние годы начали применять эмульсии вместо воды и на листовых ста­ нах горячей прокатки. В связи с этим для расчета теплового баланса стана необходимо учитывать коэффициенты теплоотдачи от валков к эмульсии. При использовании критериального уравнения (158) нужно знать теплофизические свойства прокатных эмульсий: коэф­ фициент теплопроводности, удельную теплоемкость, температуро­ проводность и вязкость в зависимости от вида эмульсола, концен­ трации эмульсии, ее температуры, времени работы и др.

К сожалению, такие данные в литературе отсутствовали, и в теплофизических расчетах станов обычно принимали теплофизические свойства прокатных эмульсий, равные соответствующим свойствам воды. Авторами были проведены экспериментальные исследования теплофизических свойств некоторых эмульсий, применяемых при прокатке.

Методика определения коэффициентов теплопроводности и тепло­ емкости была выбрана из следующих соображений. Наиболее рас­ пространенный метод определения теплоемкости жидкостей и газов — калориметрический, по которому величину ср испытуемого вещества находят из теплового баланса в теплообменнике с известной теплоем­ костью нагревающей среды.

Уравнение теплового баланса рекуперативного теплообменника имеет вид:

1 Работа проводилась совместно с Д. Л . Гринбергом.

110