Файл: Совершенствование теплового процесса листовой прокатки..pdf

значения Nu для опорных валков в основном удовлетворительно сов­ падают с прямой Nu = / (х). Несколько увеличенный разброс экспе­ риментальных точек объясняется недостаточной точностью промыш­ ленных испытаний по сравнению с лабораторными.

A/uf

Рис. 43. Сопоставление данных лабораторных испытаний при охлаждении валка жидкостью с экспериментами на действующем стане:

Значения Nu для рабочих валков оказались на 50—70% выше ординат прямой Nu = f (х), хотя тенденция их изменения в функции критериального комплекса х соответствует этой прямой. Это увеличе­ ние следует объяснить увеличением действительного расхода эмуль­ сии на рабочие валки за счет жидкости, стекающей с опорных валков.

Таким образом, полученные результаты показали, что критериаль­ ное уравнение (158) может быть использовано при расчете нестацио­ нарного теплового баланса стана холодной прокатки для определе­

баланса могут быть приняты средние величины, указанные в разделе 2

В заключение остановимся на методике определения коэф­ фициента (Зу- учитывающего нелинейный характер изменения темпе­ ратуры полосы в очаге деформации (см. рис. 14).

127

Первоначально для определения коэффициента теплоотдачи были использованы только те экспериментальные данные процесса про­

а х о п были использованы для расчета тепловых параметров процессов

прокатки (tK]; tPI; toni; V3Mj) по методике, описанной в гл. I I I , на ряде станов, по которым имелись экспериментальные данные. Это позво­

лило решить уравнения (166)—(168) относительно Р;- и получить зна­ чения этого коэффициента для различных величин tHJ и

В результате был построен показанный на рис. 14 график зависимости Ву- от указанных величин.

Г Л А В А V

Р А С Ч Е Т С И С Т Е М О Х Л А Ж Д Е Н И Я С Т А Н О В Х О Л О Д Н О Й П Р О К А Т К И

1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ЖИДКОСТИ

Расход охлаждающей жидкости в единицу времени — основной параметр системы охлаждения прокатного стана. Он определяет мощность насосов, диаметры трубопроводов, емкость резервуаров, размеры фильтров, арматуры и других узлов системы.

Интенсификация технологических процессов и увеличение ско­ ростей прокатки привели к тому, что на некоторых действующих станах эмульсионные системы оказались недостаточно мощными и перестали обеспечивать нормальное охлаждение валков и полосы.

Причина отмеченных недостатков заключалась в отсутствии на­ дежных методов расчета расхода охлаждающей жидкости. В изве­ стных ранее методах [15, 16] исходили из номинальной мощности главного привода стана или максимальной скорости прокатки и не учитывали фактически затрачиваемой энергии при прокатке, тепло­ выделения в очаге деформации, а также условий распределения теп­ ловых потоков между основными узлами стана и способов отвода тепла охлаждающей жидкостью.

Указанные факторы зависят от режима обжатий, коэффициента трения в очаге деформации, скорости прокатки, механических свойств и пластичности прокатываемого металла, размеров валков, конструкции охлаждающей системы, коэффициентов теплоотдачи и т. д.

Надежный метод определения мощности систем охлаждения дол­ жен быть основан на точном учете энергетических затрат на формо­ изменение металла при наиболее тяжелых режимах прокатки, теп­ лового баланса стана и теплофизических коэффициентов, характери­ зующих условия теплообмена между металлом, валками и охлаждаю­ щей жидкостью.

128

ков Уралмашзавода под руководством проф. А. В. Третьякова [17], Теоретической основой этого метода служит изложенная в гл. I I I (разделы 1, 2) методика решения уравнений теплового баланса про­ цесса холодной прокатки и определения температуры валков и по­

лосы tPj, tonj, tKj по формулам (79)—(81).

Если известны величины tvj, touj, tKj (/ — \ + k), то полное коли­ чество тепла, отводимого эмульсией от валков и полосы в /-той клети,

Следовательно, расчетный расход эмульсии в единицу времени, необходимый для обеспечения нормального теплового режима в /-той клети, определим из соотношения

где V l m j — расчетный расход на единицу длины бочки в единицу времени, м3 /(ч-м);

L — длина бочки валка, м;

сЭм и Тэм — удельная теплоемкость и плотность эмульсии соот­ ветственно.

Величину Vm j определяют по формуле (171) с некоторым запасом, так как на свободные от полосы концы бочки валков длиной L 2 b

нет необходимости подавать такое же количество охлаждающей жидкости, как на рабочую часть бочки. Кроме того, температура сво­ бодных концов бочки валка близка к температуре эмульсии, и вели­ чины <2эм. р и Q3M о п на этих участках валков значительно меньше, чем в середине бочки. Поэтому если необходимо определить действи­ тельный, а не проектный расход эмульсии (например, при проведении экспериментальных исследований стана), то в формулу (171) следует вместо L подставить величину (1,1-н1,2) Ъ.

При использовании формулы (171) в проектных расчетах не реко­ мендуется также подставлять в нее максимальный допустимый пере­ пад температуры жидкости Д£э м = t 3 M 2 — t m l , чтобы гарантиро­ вать определенный запас мощности системы охлаждения. Например,

Для того чтобы определить, какое количество жидкости необхо­ димо подавать раздельно на рабочие и опорные валки, следует учесть, что на современных станах коллекторы системы охлаждения устанав­ ливают на оба рабочих валка и на верхний опорный валок. Полоса

отвод тепла при прокатке производится в два этапа: вначале вся подаваемая жидкость отбирает тепло от верхнего опорного и двух

рабочих валков (Q3M.0п + 2Q3M.Р ) , а затем от полосы и нижнего опорного валка (Q3 M .п +Q3 M .оп)- Поэтому общее количество пода­

ваемой на клеть жидкости при правильно выбранном режиме охлаж­ дения должно распределяться следующим образом:

на каждый рабочий валок

* Дл я определения энергосиловых параметров могут быть использованы и экспериментальные данные.

130