CC BY
49
ния металлических конструкций. Конструкции из стали 10ХСНД могут эксплуатироваться при температурах от -70 до +4500.
Литература
1. Гладштейн, Л.И. Высокопрочная строительная сталь / Л.И. Гладштейн, Д.А. Литвиненко. - М., 1972.
2. Иванайский, Е.А. Повышение хладостойкости сварных соединений мостовых конструкций из сталей
10ХСНДА и 15ХСНДА, микролегированных ниобием и ванадием, и разработка технологических основ выполнения монтажных швов / Е.А. Иванайский. - Барнаул, 1999.
3. Ковтуненко, В.А. Выбор стали для ответственных сварных строительных конструкций / В.А. Ковтуненко, А.М. Герасименко, А. А. Гоцуляк // Автоматическая сварка.
- 2006. - № 11. - С. 33 - 36.
4. Материаловедение и технология металлов / под. ред. Г.П. Фетисова. - М., 2007.
УДК 621.746. 27
Д.В. Поселюжный, С.В. Лукин
ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В ЗОНЕ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ СЛЯБОВОЙ КРИВОЛИНЕЙНОЙ МАШИНЫ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ЗАГОТОВОК
В статье описаны методика проведения и результаты расчетно-экспериментальных исследований теплообмена в зоне вторичного охлаждения слябовой криволинейной машины непрерывного литья заготовок, основанные на измерении температуры и расхода паровоздушной смеси, удаляемой из бункера машины непрерывного литья заготовок, расходов и температуры охлаждающей воды, подаваемой на форсунки и ролики машины.
Машина непрерывного литья заготовок, вторичное охлаждение, паровоздушная смесь.
The paper presents the procedure and results of the calculating and experimental study of heat transfer in the secondary cooling zone of the slab curved continuous casting machine based on the measurement of the temperature and the flow rate of steam-and-air mixture removed from the bunker of the continuous casting machine, expenditures and temperatures of cooling water supplied to the nozzles and rolls of the machine.
Continuous casting machine, secondary cooling, steam-and-air mixture.
Интенсивность охлаждения сляба в зоне вторичного охлаждения (ЗВО) машины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) в значительной степени влияет на эффективность работы самой МНЛЗ, а именно: на ее производительность, качество готового металла и срок службы оборудования МНЛЗ. В криволинейных слябовых МНЛЗ охлаждение сляба в ЗВО происходит за счет разбрызгивания водяными и водовоздушными форсунками охлаждающей воды на поверхность сляба, а также за счет контакта сляба с роликами, охлаждаемыми изнутри водой.
При разработке режимов охлаждения сляба на основе математического моделирования процесса затвердевания сляба часто используют зависимость коэффициента теплоотдачи на поверхности сляба от удельного расхода воды, подаваемой на поверхность сляба, в простейшем случае имеющую вид:
а = а0 + Ц-^ (1)
где а - средний коэффициент теплоотдачи на поверхности сляба, отнесенный к разности температур поверхности сляба и охлаждающей воды; Оо и т -эмпирические коэффициенты; g - удельный расход воды, отнесенный к единице площади поверхности сляба.
Недостаток выражения (1) состоит в том, что коэффициенты О и т не являются постоянными, а зависят от множества факторов: от типа форсунок и их
расположения относительно сляба, от геометрических размеров роликов, от температуры поверхности сляба, от толщины оболочки сляба (от которой зависит взаимодействие с роликами).
Вместо (1) более целесообразно использовать другую зависимость. В работах [2], [3] предложена зависимость для средней плотности теплового потока, отводимого от сляба тепла в зонах вторичного охлаждения следующего вида:
Ч = к • g + ?род,
где ч - средняя плотность теплового потока на поверхности сляба, кВт/м2; чрол - плотность теплового потока, отводимого роликами, кВт/м2; g - удельный расход воды, кг/(м2- с); к - коэффициент, определяемый выражением:
к = ^п0 (г + св (інас — ¿вод )) +
+ 0 — *п0 ) св (¿сл — Івод ) , (2)
где хп0 - доля воды, подаваемой из форсунок и превратившейся в пар; г = 2257 - теплота испарения воды при атмосферном давлении, кДж/кг; св = 4,19 -теплоемкость воды, кДж/(кг-К); /нас = 100°С - температура насыщения воды при атмосферном давлении; /вод - температура воды, подаваемой на форсунки;
/сл - температура неиспарившейся воды, сливающейся со сляба.
Экспериментально было установлено, что в зонах с водовоздушным охлаждением неиспарившаяся вода, сливающаяся со сляба, имеет температуру насыщения, т.е. /сл = /нас. С учетом этого, в зонах с водовоздушным охлаждением формула (2) примет вид:
Оювд = О*, — Сп.
(6)
Сумма потоков энтальпий пара и воздуха равняется потоку энтальпии ПВС:
О0 • к" + О • к = О • к ,
п0 возд возд пвс пвс >
(7)
к = х „г + с (/ — / ),
п0 в \ нас вод/’
(3)
Плотность теплового потока, отводимого роли-
ками, кВт/м2, определяется выражением:
= О с А/
рол рол в рол
(4)
где Р - площадь поверхности сляба в данной зоне, м2; Орол, А/рол - расход, кг/с и нагрев воды в роликах данной зоны, °С.
Отметим, что величины Орол, А/рол для современных МНЛЗ непрерывно регистрируются в системе автоматизации для отдельных роликов, поэтому величина дрол может быть определена в любой момент времени для любой зоны вторичного охлаждения.
Доля воды, превратившейся в пар (коэффициент выхода пара), определяется выражением:
Хп0 Оп0 / Овод ,
(5)
где Gвод - расход охлаждающей воды на форсунки, кг/с; Gп0 - выход пара из ЗВО, кг/с.
Расходы воды на форсунки отдельных зон регистрируются в системе автоматизации МНЛЗ, общий расход пара на выходе из ЗВО Gп0 определялся на основе измерения температуры и расхода паровоздушной смеси (ПВС), удаляемой из бункера ЗВО.
Рассмотрим процесс образования ПВС, удаляемой из бункера ЗВО. Вода (Овод, кг/с) подается форсунками на поверхность сляба, часть этой воды превращается в пар (Опар, кг/с). Некоторое количество полученного пара (АGпар, кг/с) конденсируется при контакте с холодной водой, разбрызгиваемой форсунками. Массовый расход пара на выходе из ЗВО определяется выражением:
Оп0 = Опар —АОпар .
Пар, выходящий из ЗВО ^п0, кг/с), при смешении с воздухом (Овозд, кг/с), поступающим в бункер из водовоздушных форсунок, и в результате присосов из цеха, частично конденсируется, вследствие чего ПВС состоит из пара (Оп, кг/с), воздуха (Овозд, кг/с) и водяного конденсата (Оконд, кг/с). Массовый расход ПВС, кг/с, определяется по формуле:
ОПВС = Оп + Овозд + Оконд = Овозд (1 + < + ¿к )
— паросодержание, кг/кг;
где ¿п = Оп / Овозд
¿к = Оконд / Овозд — влагосодержание, кг/кг; расход конденсата определяется выражением:
где к" = 2676 - энтальпия сухого насыщенного водяного пара при 100 0а кДж/кг [4]; квозд = свозд?возд @
= 1 ївозд - энтальпия сухого воздуха, кДж/кг; /возд -
температура воздуха; кпвс — энтальпия ПВС, кДж/кг, отнесенная к 1 кг сухого воздуха, определяемая выражением [1]:
кпвс = ¿пвс + Ап (2501 +1,93 Іпвс) + ¿к 4,19 , (8)
где /пвс - температура ПВС; ¿п зависит от температуры ПВС.
Т ак как Оп = ¿п Овозд, то, с учетом (6),
Оконд = Оп0 — Овозд ¿п . С учетом (8) выражение (7)
примет вид:
Оп0 2676 + ОВОзд ¿возд = ОВОзд (¿пвс + ¿п (2501 +
+ 1,93 Іпвс )) +(Оп0 — Овозд ¿п ) 4,19 Іпвс.
Правую и левую части выражения разделим на Оп0; в результате получится уравнение:
2676 + р Івозд =
= в(їпвс + ¿п (2501 +1,93 ¿пвс )) + (1 — в ¿п)4,19 /
(9)
где в = ^возд/Gп0 - отношение расхода воздуха к
расходу пара на выходе из ЗВО, кг/кг. Из выражения (9), зная температуру ПВС /пвс и температуру воздуха в цехе /возд, можно определить величину в:
в = 2676 — 4,19 /пвс
/ — / + d •( 2501 — 2,25 / )'
пвс возд п V 5 пвс /
Паросодержание ¿п находится по формуле [3]
Рн (¿пвс )
(10)
¿п = 0,622
рпвс — рн ( ¿пвс )
(11)
где рпвс - абсолютное давление ПВС, Па; рн(/пвс) -давление насыщенного водяного пара при темпер а-туре /пвс, Па, определяется по таблицам термодинамических свойств воды и пара [4].
Расход пара в ПВС Gп, кг/с, определяется по формуле:
О = -^р V
пі і г пвс т
1 + ¿п
(12)
где рпвс - плотность ПВС без учета конденсата, кг/м определяемая по формуле [1]:
Р пвс
28,96 рпвс—10,94рн (/пвс) 8314 (273,15 + /пвс) ;
(13)
где Vпвс - объемный расход паровоздушной смеси, м3/с, удаляемой из бункера ЗВО МНЛЗ, определяется характеристикой вентилятора и аэродинамическим сопротивлением паровоздуховода и не зависит от плотности и температуры ПВС.
Поскольку Оп = ¿п • Овозд , Оп0 = Овозд / Р , то с
учетом (12) можно получить выражение:
О V'
О п Р пвс пвс
п^ Р (1 + ¿п )'
(14)
Таким образом, измеряя объемный расход Кпвс, температуру /пвс, и давление рпвс паровоздушной смеси, удаляемой из бункера ЗВО, а также температуру воздуха в цехе /возд, по формулам (10), (11), (13) и (14) можно определить общий выход пара 0п0 из всех зон ЗВО.
При проведении измерений (опыт № 1) на МНЛЗ № 3 (пятый ручей) конвертерного производства ЧерМК при разливке стального сляба шириной 1450 мм и толщиной 250 мм были получены следующие экспериментальные данные: скорость разливки V = 1,34 м/мин; температура окружающего воздуха в цехе /возд= 14 °С; температура воды, подаваемой на форсунки, /вод = 26,1 °С; температура воды на сливе в зонах с водовоздушным охлаждением /сл = = 100 °С; расход ПВС Гшс= 110000 м3/ч = 30,56 м3/с; температура ПВС /пвс= 61,8 °С; давление ПВС рпвс = = 736,2 мм рт. ст. = 97914,6 Па; суммарный расход воды для охлаждения роликов ЗВО 0рол = 429,7м3/ч = = 119,36 кг/с; средний нагрев воды в роликах Д/рол= 16,3°С; суммарный расход охлаждающей воды на зоны с водяным и водовоздушным охлаждением Овод = 58,17 м3/ч = 16,11 кг/с; длины зон Ь¡, расход воды в зонах 01 приведены в табл. 1.
Таблица 1
Суммарный расход охлаждающей воды
№ зоны 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Ь, м 0,11 1,14 2,11 1,61 1,65 1,83 1,83 3,45 3,46
О, м3/ч 7,61 8,49 7,37 6,63 5,47 6,23 6,04 5,27 5,06
В МНЛЗ № 3 конвертерного цеха ОАО «Северсталь» зоны № 1 и 2 имеют водяное охлаждение, а зоны № 3 - 9 - водовоздушное охлаждение.
В результате расчетов получены следующие данные: паросодержание в ПВС ¿п= 0,182 кг/кг; расход
пара в ПВС Оп = 4,26 кг/с; отношение расхода воздуха Овозд к расходу пара Оп равно Р = 5,06 кг/кг; расход пара на выходе из ЗВО Оп0 = 4,63 кг/с; средний коэффициент выхода пара в ЗВО, рассчитанный по выражению (5), хп0 = 0,287 (в формуле (6) Овод — общий расход воды на форсунки в ЗВО, кг/с). Средняя плотность теплового потока, отводимого роликами Чрол= 135,6 кВт/м2.
Т акже было проведено еще два аналогичных опыта при разных скоростях разливки. Сечение сляба и объемный расход ПВС оставались теми же. Полученные экспериментальные и расчетные данные по всем трем опытам приведены в табл. 2.
Таблица 2
Экспериментальные и расчетные данные, полученные в результате проведения опытов
Параметр Опыт 1 Опыт 2 Опыт 3
V, м/мин. 1,34 1,08 0,97
/ °С *зозд> 14 14,0 5,0
/ °С ¿вод? 26,1 23,7 22,6
/ °С %вс> 61,8 57,6 54,3
рпвс, Па 97914,6 96442,0 97250,0
Орол, м /ч 429,7 424,1 421,8
А/ °С ^¿рол? 16,3 15,5 15,9
Чрол, кВт/м2 135,6 126,9 130,2
Овод, м/ч (кг/с) 58,2 (16,1) 52,1 (14,4) 47,8 (13,3)
Оп0, кг/с 4,63 4,01 3,61
хп0 0,287 0,278 0,272
Средний коэффициент выхода пара в разных опытах получился разным: в первом опыте хп0 = = 0,287; в опыте № 2 хп0 = 0,278; в опыте № 3 хп0 = = 0,272. Это объясняется тем, что этот коэффициент определялся с учетом всех зон - водяных и воздушных.
Введем коэффициент выхода пара отдельно для
В ВВ
водяных зон - хп0, и для водовоздушных зон - хп0 , причем х^ < х™ . Можно написать такое уравнение материального баланса:
0ВВ Г'
вод = Оп 0 ,
(15)
а В ВВ
вод, Овод - суммарные расходы в зонах с водяным и водовоздушным охлаждением.
Составляя уравнение (15) для двух опытов и счи-
В ВВ
тая величины хп0 и хпар постоянными, получим систему из двух уравнений с двумя неизвестными вели-
В ВВ
чинами - хп0 и хпар. В результате решения системы уравнений, составленных по данным опытов 1 и 2, получились следующие данные: хВ = 0,069;
х™ = 0,371; по данным опытов 1 и 3 получилось: хВ = 0,071; х™ = 0,365; на основе 2 и 3 опытов -хВ = 0,076 ; хпВ0В = 0,361.
Для зон с водовоздушным охлаждением величина к, определяемая выражением (3), получилась практически одинаковой для всех трех случаев: кВВ = = 1143 кДж/кг. Величина к определяет количество тепла, отведенное от поверхности сляба, за счет разбрызгивания форсунками 1 кг воды.
Для зон с водяным охлаждением величина к должна определяться по выражению (2), но в этом случае неизвестна температура воды на сливе . Эту температуру сложно измерить, однако достаточно просто измерить температуру общего потока сливающейся воды /сл на выходе из бункера МНЛЗ (вода сливается по желобу под МНЛЗ). После этого температуру І,® можно рассчитать следующим образом. Расходы воды, которые сливаются из зон с водяным и водовоздушным охлаждением, определяются выражением:
ОСВЛ = (1 — ХпВ0) ОвВод; ОСВЛВ = (1 — ХпВ0В) ОвВВ.
Суммарный расход сливающейся воды:
Осл = ОсВл + ОсВлВ .
Уравнение теплового баланса для сливающейся воды имеет вид:
G t — GB tв + Gвв t
сл сл _ сл сл сл нас’
(16)
где /сл - неизвестная температура воды, сливающейся из зон с водяным охлаждением; /нас = 100 °С -температура насыщения.
Если температура /сл измерена, то из выражения (16) можно определить температуру воды на сливе из зон с водяным охлаждением /св , и затем по фор-
муле (2) определить коэффициент кВ для зон с водяным охлаждением.
На основе выше изложенного, для зон с водовоздушным охлаждением МНЛЗ № 3 ЧерМК ОАО «Северсталь» можно предложить зависимость для определения средней плотности теплового потока, кВт/м2, в i-й зоне ЗВО:
q =1143 gi + з’рощ , И = кг/(м2 •с);
q =317,9 gi + qw.i , Lg ] = м3/(м2 • ч) (17)
где gi - удельный расход воды в i-й зоне; дрол^ -плотность теплового потока, отводимого роликами в i-й зоне, определяемая по формуле (4) на основе текущих значений расходов и нагрева воды в роликах i-й зоне.
Зависимость (17) может быть использована при математическом моделировании процесса затвердевания сляба в МНЛЗ, при разработке режимов охлаждения сляба в ЗВО.
Литература
1. Кириллин, В.А. Техническая термодинамика / В.А. Кириллин, В.В. Сычев, А.Е. Шейндлин. - М, 1983.
2. Лукин, С.В. Исследование вторичного охлаждения в слябовой машине непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Д.В. Поселюжный // Вестник ЧГУ. - 2011. - № 1. -С. 86 - 90.
3. Лукин, С.В. Контроль процесса теплоотдачи от сляба в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков, А.В. Зверев, С.А. Зимин // Известия вузов. Черная металлургия. - 2007.
- № 5. - С. 61 - 66.
4. Ривкин, С.А. Термодинамические свойства воды и водяного пара. Справочник / С.А. Ривкин, А.А. Александров. - М., 1984.
УДК 691.328.2
Ю.Р. Султанова, А.Г. Каптюшина ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО СОСТАВА СТАЛЕФИБРОБЕТОНА
Сталефибробетон - это один из самых высокоэффективных конструкционных материалов нашего времени, свойствами которого можно управлять в достаточно широких пределах. Областями эффективного применения сталефибробетона являются: промышленные полы, взлетно-посадочные полосы аэродромов, шпунты, сваи, укрепление откосов, гидросооружения (причалы, волноломы, дамбы, плотины) и т.п. В связи с отсутствием широких исследований в данной области в Череповецком государственном университете (г. Череповец) подобран оптимальный состав сталефибробетона на основе стальной проволочной фибры Миксарм.
Сталефибробетон, фибра, прочность на сжатие, математическое планирование эксперимента, оптимальный состав.
Steel fibre concrete is one of the most high-performance structural materials of at present; its properties can be controlled over a wide range. Steel fibre concrete can be applied in various fields: industrial floors, runways of airdromes, groove, piles, strengthening of slopes, hydraulic work (loading berth, breakwater, and dams). In connection with the lack of researches in this area, the optimum composition of the steel fiber concrete on the basis of steel wire fiber MIXARM is found in Cherepovets.
Steel fibre concrete, fibre, compressive strength, mathematical planning of the experiment, optimal composition.
В настоящее время высококачественные бетоны отрасли в связи с различными современными конст-
становятся все более востребованы в строительной рукторскими решениями, новыми видами зданий и
