CC BY
22
на ковша. Максимальная величина дополнительного давления будет равна
d
Ph =Р-g ■ hi =Р-g ■ 2'cos a'
где й = 1586 мм - внутренний диаметр ковша по нижнему краю с учетом футеровки. В момент начала слива расплава ри = 9,2 кПа.
По мере слива штейна из ковша в приемную емкость величина столба расплава будет уменьшаться. Следовательно, будет уменьшаться давление, действующее на дно и боковую поверхность ковша. Высота расплава в зависимости от угла а определяется выражением
hp = H ■ sin a---cos a.
р 2
Аналитических методов расчета напряженно-деформированного состояния обечайки, являющейся корпусом ковша, в замкнутом виде в настоящее время не существует из-за сложности самой конструкции и условий нагружения [1]. Вследствие обозначенной причины в выполненном расчете напряженно-деформированное состояние обечайки определялось с использованием того же численного метода конечных элементов, что и при решении краевой задачи нестационарной теплопроводности. Использовалась та же самая конечноэлементная модель, что и при расчете температурных полей. Это позволило без дополнительных преобразований использовать в расчете напряженного состояния температуры узлов. Расчетная модель нагружалась изнутри вычисленным выше давлением на поверхностях цапф, находящихся в непосредственном контакте с траверсой крана, накладывались ограничения на вертикальные перемещения узловых точек иу = 0. На основе выполненных расчетов было установлено, что наи-
большие эквивалентные, по Л. Мизесу, напряжения возникают в обечайке в первом анализируемом случае нагружения. При этом максимальное эквивалентное напряжение, возникающее в области сварного шва, соединяющего обечайку и дно ковша, равно 83,7 МПа и значительно меньше предела текучести стали 09Г2С, величина которого равна 360 МПа для толщины листа менее 25 мм. Особый интерес представляет влияние теплового и механического воздействия в отдельности на термонапряженное состояние обечайки. С этой целью был выполнен расчет напряженного состояния обечайки ковша при действии на нее только температурного поля, полученного в результате решения задачи теплопроводности. Величина эквивалентных напряжений в этом случае нагружения в аналогичной области обечайки составила 11,2 МПа. Отмеченное обстоятельство позволяет сделать вывод о том, что при рассматриваемой футеровке ковша доминирующим фактором является механическое нагружение от веса расплава штейна и футеровки. Вместе с тем решение тепловой задачи является важным фактором при проектировании новых видов металлургического оборудования подобного типа, поскольку позволяет выбрать необходимый тип футеровки и оценить ее эффективность.
Список литературы
1. Гончаров, К.А. Определение температурных полей и напряженного состояния тигля гарнисажной печи / К.А. Гончаров, И.Г. Емельянов, С.А. Тимашев // Проблемы машиностроения и надежности машин. - 1999. - № 2. -С. 65 - 69.
2. Лыков, А.В. Тепломассообмен: справочник / А.В. Лыков. - М., 1978.
3. Теория тепломассообмена: учебник для вузов / под ред. А.И. Леонтьева. - М., 1979.
4. Уонг, Х. Основные формулы и данные по теплообмену для инженеров / Х. Уонг. - М., 1979.
УДК 621.771.23: 621.78.08: 65.011.56
З.К. Кабаков, В.И. Цюрко
КОРРЕКТИРОВКА РАСХОДА ВОДЫ ПРИ «БИЕНИИ» ПОЛОСЫ НА ОТВОДЯЩЕМ РОЛЬГАНГЕ ШИРОКОПОЛОСНОГО СТАНА ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
В статье предложен алгоритм изменения расхода воды при охлаждении переднего участка полосы на отводящем рольганге стана горячей прокатки. Алгоритм предназначен для устранения переохлаждения полосы, вызванного увеличением теплоотдачи к воде из-за «биения» полосы о ролики отводящего рольганга.
Прокатный стан, стальная горячекатаная полоса, установка охлаждения, отводящий рольганг, расход охлаждающей жидкости.
The paper suggests an algorithm of water flow change at cooling forward part of a strip on the run out table of hot strip mill. The algorithm is designed to eliminate the overcooling of the strip caused by the increased heat emission to water due to the strip "beat" on the rollers of the run out table.
Rolling mill, hot-rolled steel strip, cooling plant, run out table, flow of cooling liquid.
При охлаждении стальной полосы водой на отводящем рольганге широкополосного стана горячей прокатки установкой ламинарного охлаждения (УЛО) на стадии прохождения переднего конца полосы наблюдается «биение» полосы о ролики рольганга, которое прекращается после захвата полосы устройством смотки. При «биении» полосы теплоотдача от полосы к воде увеличивается и полоса переохлаждается. На рис. 1 приведен пример кривой температуры, фиксируемой датчиком температуры (пирометром) перед смоткой. На нем видно, что пирометром зафиксировано переохлаждение поверхности переднего участка полосы, возникшее при ее «биении» по рольгангу.
т с°
600 • -
400 ,
10
т, с
Рис. 1. Температура поверхности полосы, фиксируемая пирометром перед смоткой
Для стабилизации температуры полосы перед смоткой необходимо при прохождении переднего участка полосы уменьшать расход воды на УЛО. В первом приближении формулу для расчета расхода воды в условиях «биения» представим в виде
g2 = g1 (1 - ю),
где 01 - суммарный расход воды на полосу без «биения»; g2 - то же в условиях «биения»; ю - доля снижения расхода воды.
Анализ кривых температур полос перед смоткой показал, что величина переохлаждения зависит от толщины полосы. При этом с увеличением толщины полосы расход воды g1 возрастает. Тогда можно предположить, что величина ю прямо пропорциональна толщине полосы, т.е.
ю = к £
где к - эмпирический коэффициент; £ - толщина полосы.
Влияние «биения» на переохлаждение переднего участка полосы зависит от момента включения УЛО т*. Обозначим т текущее время, отсчитываемое от появления полосы на входе в УЛО. Возможны два варианта включения УЛО:
1. Полоса входит в УЛО при включенной воде (характерно для толстых полос), т* = 0 (см. рис. 2).
2. Вода включается, когда начало полосы уже находится в УЛО (характерно для полос £ <1,8 мм, для которых температуру переднего участка повышают для более надежного начала смотки полосы в рулон) (см. рис. 4).
Рассмотрим подробнее эти варианты и разработа-
ем для каждого варианта законы управления расходом воды, позволяющие устранить переохлаждение полосы в условиях «биения».
В первом варианте (см. рис. 2) все точки полосы, поступающие в УЛО, проходят полную обработку водой в условиях «биения», поэтому расход воды должен быть сразу снижен с 01 до 02 и сохранен на уровне 02 до момента входа полосы в смотку т = = (А + ¡2)/у. После этого необходимо расход увеличивать до 01 в течение промежутка времени ¡1/у, за которое все участки полосы, участвовавшие в «биении», покинут УЛО.
1 УЛО 2 п 3
0 ¡1 + ¡2
Рис. 2. Схема следования полосы на отводящем рольганге (вариант 1):
1 - 2 - начало и конец УЛО; П - пирометр перед смоткой; 3 - устройство смотки; — - полоса
Таким образом, закон изменения расхода воды от момента времени входа полосы в УЛО до момента т = (2/1 + ¡2)/у можно представить формулой
в2, 0 <т< (¡1 + ¡2)/у,
ут-(¡1 + ¡2)
g(т) =
^2 •
1 --
¡1
+
+ ^ •
уТ-(¡1 + ¡2) ¡1 + ¡2 <Т< 2 • ¡1 + ¡2
(1)
Т >
2^ + ¡2
Для изучения качественного поведения g(т) проведен расчет по формуле (1) при g1 = 1; ю = 0,2; g2 = 0,8; ¡1 = 73,4 м; ¡2 = 59 м; у = 10 м/с. График g(т) представлен на рис. 3.
1,5
С?(т)
10
20
25
30
Рис. 3. Зависимость G(т) для управления расходом воды на УЛО (вариант 1)
Разберем второй вариант, в котором вода включается в момент времени т = т*, отсчитываемый от момента входа полосы на УЛО. При этом начало полосы находится в УЛО в точке т* ■ у. Рассмотрим случай, когда 0 < т* ■ у < ¡1 (см. рис. 4).
¡1
I
V
V
V
0,5
0
0
5
т
УЛО
¡1
к + ¡2
Рис. 4. Схема следования полосы на отводящем рольганге (вариант 2):
1 - 2 - начало и конец УЛО; П - пирометр перед смоткой; 3 - устройство смотки; — - полоса
Если т* = 0, то все точки полосы входили в «биение» и необходимо включать О = о^1 - ю). В случае т* = /1/у и отсутствия захвата есть участок полосы длиной /ь который не участвовал в «биении» и который необходимо обрабатывать сначала водой О = о1. Отсюда следует, что при т = т* = 0 О = О 1(1 - ю), при т = т* = /1/у О = О 1.
Этим условиям отвечает формула
о* = о(х*) = о2
1 -
и-х *
+ о -
и-х *
В случае 12 < т* ■ V < 12 захват полосы происходит до момента, когда точка начального момента г = 0 дойдет до конца УЛО, т.е. при т = т* + ¡1/у. Тогда весь участок полосы длиной ¡1 попадает в «биение», которое заканчивается в момент захвата т = (¡1 + ¡2)/у. После захвата полосы расход воды будет возрастать
от значения О2 до значения О1 при х =
¡1 + ¡2 + ¡1
2 11 + ¡2 . Тогда формула для расчета расхода воды
в условиях «биения» полосы будет иметь вид
О(х) =
0 < х < х*
О * -
1 -
+ о2 -
у(х — х*) у(х — х*)
I
О
о2 -
1 — ут-¡1 + ¡2 . +
+ о -
¡1
ух — ¡1 + ¡2 ¡1
х* <х< —+х*,
V
¡1 ¡1 + ¡2 + х* < х < J_1
v " v ' (2)
¡ + ¡ 2 ¡ + ¡ ——2- < х < —1—2
О1,
х >
2¡1 + ¡2
Зависимость о(т) представлена в графическом виде на рис. 5 для т* = 0; т* = -¡^ ; т* = —; о1 = 1;
2 - V V
ю = 0,2; о2 = 0,8.
О(т)1
15 х
О(т)1
10 15 20 25
х
О(т)1
15 х
20 25
Рис. 5. Зависимость расхода воды на УЛО от времени при наличии «биения» полосы:
а - т* = 0; б - т*
2 - V
* ¡2 в - т* = —
Как следует из рис. 5, формула (1) является частным случаем формулы (2) при т* = 0. Также из рис. 5 видно, что характер зависимости изменяется в соответствии с изменением момента включения воды на УЛО. Предложенные зависимости разработаны для применения в алгоритме управления расходом воды на УЛО. Перед использованием зависимости (2) необходимо провести ее адаптацию по величине коэффициента ю, зависящего от толщины полосы.
П
2
3
¡1
2
* .
0
т* ■ V
2
а
0
0
5
б
2
I
¡
0
0
5
в
2
V
0
0
5
V
0
+
V
V
V
V
