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: 111

Скачиваний: 0

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

где V a — удельный объем газа в коллекторе;

|лр — коэффициент

расхода.

На этом этапе исследований число оборотов валка изменяли в пре­

делах 25—100 об/мин,

а температуру поверхности от 24 до 130° С.

Опыты проводили сериями, в которых изменяли расход воздуха, ско­

рость и температуру валка

(см. рис. 38, б). Критерии

определяли из

следующих

выражений: Нуссельта

Nu = acpD/K;

Грасгофа Gr =

= g$ AtD3/v2;

Рейнольдса

вращения

ReBp = nD2nl60v; Рейнольдса

/О гО 30 W SO 60 70 SO 90 M = tw-tf, "C

 

 

JO

 

 

3

4 S В 7 89/0*

3 4 S 6 8

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Ре.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Sfi

 

Рис. 38. Зависимости, полученные в результате иссле­

 

дования конвективного теплообмена валков с воз­

 

 

 

духом

и

газом:

 

 

 

 

 

а — коэффициента теплоотдачи

а с

р без

обдува

при

 

скоростях

вращения, м/сек

(/

— 7,85;

 

2 — 6,28;

 

4,71;

4 — 3,14;

1,57);

б — Nitj

от

Re,

 

при различных # о б д (/—0; 2 — 1,47-10*;

 

 

в вр

 

3—2,94-10*;

 

4 — 6,15-10*;

5 — 8,7- 10*;

 

1,23-105);

в — Nu,

 

от Я е 0 б д

при

различных

ReBp

(1 — 3,14-10*;

 

 

 

 

4,7-10*;

3 -

7,8- 10*)

 

 

 

 

з # s е 789/0 »еш

117

обдува

Reo6R =

GDn/pzv }/~hx; Прандтля

Pr =

via. В этих выраже­

ниях принимали: g = 9,81 м/сек; Р = 1/Г; Г = 293° К; At = tw —

— tf,

L — 490

мм — длина коллектора;

х =

65 мм — расстояние

70

 

 

 

60\

 

 

 

50

 

 

 

40

 

 

•У

 

9,-

 

*~30

»о

 

 

 

 

 

20

•'1

 

 

 

 

 

10

/ <: J"

I I I

J I ' l l

10"

6 7S9109

г 3 4 5 E 78910"

(0,5ReL +fiea% +6r)pr

Рис. 39. Зависимость Nu^ от комбинированного критерия, предложен­ ного в работе [53] при скоростях вращения, м/сек:

1 — 1,57; 2 — 4,71; 3 — 7,85

от валка до коллектора;

пщ = nd^n/iL

— 8,03-10~6

м — эквивалент­

ная ширина плоской струи; п =

5 — число сопел в коллекторе; d =

= 1 мм — диаметр

сопла; D =

150 мм — диаметр

валка.

 

80

 

 

 

 

 

 

 

 

( и —

70,

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

_Q

 

60

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

50

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

40

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

^30

X

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

20\

-£и5о

 

 

 

 

 

 

 

х

/

 

 

 

 

 

 

 

 

О /

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

•

J

10

1

3

4

5 6 75 9Ю9

?

3

4 5

5 7 89)0'{

 

 

 

 

 

 

 

 

 

(0,005Re2ep+Re!oM-Юг) Рг

 

Рис. 40. Зависимость

Nu^

от комбинированного критерия при скоростях

вра­

 

 

 

 

щения, м/сек:

 

 

 

 

 

 

 

7,85; 2 — 4,71; 3 — 1,57;

4

0,2

 

 

Опыты первого этапа по определению коэффициента теплообмена при вращении валка без обдува по сути дела являлись повторением работ М. А. Михеева [19], Андерсона и Саундерса [50], Дропкйна и Карми [51], Этемада [52]. Они имели целью отработать методику экспериментов и проверить соответствие полученных результатов литературным данным. В критериальном виде результаты наших опытов и опытов Этемада представлены на рис. 38, б пунктирной ли­ нией и показывают хорошее совпадение.

Зависимость

коэффициента

теплообмена а с р

от разности темпера­

тур поверхности валка и воздуха At = tw—

tf при

различных

обо­

ротах валка и

при отсутствии

обдува показана на

рис. 38, а.

Эти

графики показывают, что при скоростях вращения порядка 200 об/мин, и выше коэффициент теплообмена практически не зависит от разности температур (и, следовательно, от числа Грасгофа) и опре­ деляется только вынужденной конвекцией из-за вращения. Графики

на

рис. 38,

в,

построены в

критериальных зависимостях: Nu

=

=

/ (Reo6A\

ReBp).

 

 

 

На рис.

38,

б представлена

зависимость критерия Нуссельта

от

числа Рейнольдса вращения. Пунктирная линия соответствует вра­

щению без обдува и совпадает

с данными Этемада (см. рис. 24, б).

В значительном диапазоне ReBp

критерий Нуссельта (и, следовательно

коэффициент теплообмена) не зависит от вращения валка. При малых расходах воздуха (кривые при £?ео б д = 1,47• 104 и 2,94-104), начиная с чисел Рейнольдса вращения порядка 3-Ю4 , обнаруживается влия.-

ние

вращения — теплообмен

возрастает.

 

 

ReBp)

С

возрастанием

скорости

вращения

валка

(увеличение

наблюдается расхождение

кривых зависимости

Nu = / (#е о б д ) .

На рис. 39 представлены опытные данные о критериальной

зави­

симости, использованной в

работе Кейса

[53]:

 

 

 

Nu

= f [(0,5RelP

+ / $ б д +

Gr)Pr]m.

 

(164)

Данные, относящиеся к разным скоростям вращения, не ложатся на графике рис. 39 на одну линию. Это свидетельствует о том, что взаимное влияние на теплообмен вращения и струйного обдува под­ чинено другим закономерностям, чем в случае обтекания вращаю­ щегося цилиндра равномерным потоком. В частности, рис. 38, б, в убеждают, что при струйном теплообмене роль вращения значительно меньше, чем при обдуве. Поэтому в критериальной зависимости (155) коэффициент должен быть меньшим, чем 0,5 в формуле Кейса.

Методом анализа величина этого коэффициента была определена равной 0,05. Зависимость чисел Нуссельта от комбинированного критерия

Nu = / [(Rel6fk + 0,05Relp + Gr)Pr]m

представлена на рис. 40. Группы точек, относящиеся к сериям опытов при различных скоростях вращения, легли на общую прямую. Наклон

и

высота этой прямой позволили определить показатель

т — 0,33

и

коэффициент с 0

= 0,35.

 

 

 

 

 

Таким образом, критериальное уравнение для теплообмена при

обдуве цилиндра

газовыми

струями

имеет вид:

 

 

Nu,=^=

0,35

[Мбл

+

0,05Re2 Bp + G/-)Pr]0 , 3 3 ,

(165)

где вид критериев подобия Reo6/x,

ReBp,

Рг и Gr соответствует

принятым

в

уравнении (152).

 

 

 

 

119

При отсутствии обдува и вращения уравнение (165) приближается по форме, величине коэффициентов и показателей степени к уравне­

нию И. М. Михеевой (151), а при наличии

обдува и отсутствии вра­

щения — к уравнению А. А. Жукаускаса

[60]. Однако при обдуве

и вращении из уравнения (165) не может

быть получено уравнение

Кейса (152), так как роль вращения при обдуве струями оказывается значительно меньшей, чем при обтекании равномерным потоком. Это объясняется изменением критерия Рейнольдса обдува (Reo6>1).

9. ИССЛЕДОВАНИЕ КОНВЕКТИВНОГО И КОНТАКТНОГО ТЕПЛООБМЕНА ВАЛКОВ НА ДЕЙСТВУЮЩИХ СТАНАХ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

Критериальное уравнение (158), устанавливающее зависимость коэффициента теплоотдачи а 1 р или а 1 о п (в виде критерия Нуссельта) от безразмерного комплекса

было получено в результате исследований на экспериментальном

стенде для значений

комплекса х в диапазоне 108 101 2 .

На современных

действующих станах, имеющих большие диа­

метры валков и значительно более мощные системы охлаждения, зна­ чения комплекса х находятся в диапазоне 101 2 -ьЮ1 7 . Получить в ла­ бораторных условиях величину х >• 101 2 практически невозможно. Кроме того, совместное вращение рабочих и опорных валков вносит некоторые различия в геометрические схемы модели и натуры; при­ менение съемников жидкости на экспериментальном стенде не устра­ няет полностью этих различий. Чтобы установить, возможна ли экс­ траполяция уравнения (158) для использования его во всем диапазоне реальных значений х, были проведены специальные исследования теп­ лового баланса некоторых действующих станов. При этом ставилась задача определить не только коэффициенты а 1 р и аг о п , характеризую­ щие конвективный теплообмен валков, но и условный коэффициент контактного теплообмена ак . т , значения которого применительно к хо­ лодной прокатке и дрессировке ранее вообще отсутствовали.

Разрешив основные уравнения теплового баланса одной рабочей клети при стационарном режиме (78) относительно коэффициен­ тов ак . т , а 1 р и а 1 о п , получим с учетом формул (79) и (82):

из первого

уравнения

 

 

 

 

 

 

а,'к. т

Яму"н/ — YrAi ('к/ — 'ну) 3,6-

\0Чпф к

 

knj

(Р/'ну + 'к/

— 2/р /)

 

из второго

уравнения

 

 

 

 

 

 

У "

(Ру'н/ +

'к/ -

2*р / )

- - Ь,bonj Ср/

'опу')

а ip = а,к. т

 

JtDp

(tpj —

t3M. р)

 

(166)

(167)

120

из третьего уравнения

« i M - ^ T „ p O T V / p / - ~ / r / )

) •

<1 6 8 >

"•иоп K'oni

'эм.

оп)

 

Зависимости (166)—(168) позволяют

определить

значения а к т ,

а 1 р и а 1 о п , если известны все величины, входящие в их правые части: энергосиловые и технологические параметры стана, температура рабочих и опорных валков, температура полосы на входе и выходе из валков.

Методика определения этих коэффициентов заключается в сле­ дующем:

1. На /-той рабочей клети действующего стана измеряют при ста­ ционарном режиме следующие конструктивные, энергосиловые и

технологические параметры: vn

, A/_i, А/, b, L , Dp, Don, Р/,

tHj,

tKJ,

tph tonn 4 м i , 4 м 2 > мощность главного привода

и моталки

(N и

NM)

мощность холостого хода стана

(Nxx).

 

 

 

2. По формулам (64), (93) и методике, изложенной в разделе 2

гл. I I I , рассчитывают длину площадок контакта

b0„ j и 1СП , при этом

величину рср1 определяют с помощью формулы (92), исходя из заме­ ренного значения усилия прокатки Р/.

3. Рассчитывают удельную работу прокатки х :

N + N*

"п р j — " м Р , — „ h-h ' К10*)

нvnhjb

4.Определив по графику рис. 14 коэффициент (3/, по формуле (166) вычисляют величину ал т.

5.Используя полученное значение оск.т , по формулам (167) и (168)

вычисляют коэффициенты а 1 р и а х о п .

Замер параметров, указанных в п. 1, выполняли методами, ука­

занными в работах [23—25],

а затем, где было возможно,

стремились

исследовать режимы с достаточно высокой температурой

полосы

tuj,

чтобы на точность результатов расчета меньше влиял

нелинейный

характер изменения температуры полосы в очаге деформации.

 

Недостаток описываемой

методики — в меньшей

точности опре­

деления коэффициентов теплоотдачи по формулам

(166) —(168)

по

сравнению с лабораторными

измерениями.

 

 

 

Это объясняется особенностью структуры формул (166)—(168), заключающейся в том, что возможные погрешности измерения темпе­ ратуры валков и полосы на 2—3 град приводят к разбросу значений

а к . т> a i p и a i оп Д ° 20—30 %.

Для определения коэффициентов теплоотдачи были использо­ ваны имевшиеся экспериментальные данные параметров процесса прокатки на четырехклетевом стане 1700 Череповецкого завода и

трехклетевом

стане

740 Новосибирского

завода.

 

1 Величины

я ., nHj-,

/ с „ , могут быть определены и расчетным

путем по фор­

мулам (83)—(94). В этом

случае замер параметров

р/, N, NM, NK_X

производить не

обязательно.

 

 

 

 

121

Смотрите также файлы