Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Существующие устройства, задачи и методы вторичного охлаждения непрерывнолитой заготовки 6
1.1. Устройства для охлаждения 7
1.2. Задачи и методы теплотехнического исследования 12
1.3. Теплообмен при затвердевании непрерывнолитого слитка 13
1.3.1. Внутренний теплообмен 13
1.3.2. Внешний теплообмен 19
1.4. Поверхностные трещины непрерывнолитой заготовки 21
ГЛАВА 2. Технологический процесс вторичного охлаждения и качество непрерывнолитой заготовки 28
2.1. Конструкция зоны вторичного охлаждения МНЛЗ 28
2.2. Технологические режимы разливки 31
2.3. Охлаждение поверхности непрерывнолитого слитка в зонах охлаждения 32
2.4. Качество непрерывнолитого слитка 38
ГЛАВА 3. Изучение температуры поверхности слитка в зоне вторичного охлаждения 42
3.1. Методика исследования 42
3.2. Определение температуры поверхности слитка в ЗВО 43
3.2.1. Радиационный способ измерения 43
3.2.2. Измерение температуры слябов при помощи термопар 48
3.3. Определение взаимосвязи между температурой поверхности и удельным охлаждением поверхности слитка в зонах охлаждения 51
3.4. Определение коэффициентов теплоотдачи в зонах охлаждения 56
ГЛАВА 4. Определение зависимости качества поверхности непрерывнолитого слитка от режимов охлаждения 63
4.1. Методика исследований 63
4.2. Влияние режима охлаждения на качество поверхности широких и узких граней 66
4.2.1. Изучение влияния условий охлаждения широких граней на качество поверхности 67
4.2.2. Изучение влияния условий охлаждения узких граней на качество поверхности 70
4.3. Усовершенствование режимов охлаждения литой заготовки в ЗВО 71
ГЛАВА 5. Исследования гидродинамических и качественных характеристик опытной конструкции генератора 86
5.1. Выбор конструкции генератора 86
5.2. Исследование гидродинамических характеристик опытной конструкции генератора 87
5.3. Исследование теплообмена водовоздушного факела 93
5.4. Исследование свойств водовоздушной смеси 98
Общие выводы 111
Список использованных источников 113
- Поверхностные трещины непрерывнолитой заготовки
- Охлаждение поверхности непрерывнолитого слитка в зонах охлаждения
- Определение взаимосвязи между температурой поверхности и удельным охлаждением поверхности слитка в зонах охлаждения
- Изучение влияния условий охлаждения широких граней на качество поверхности
Введение к работе
Разливка стали является завершающей стадией в цепи сталеплавильного производства.
На современном этапе развития металлургического процесса непрерывная разливка стали, как способ, занимает ведущее место.
Широкое применение непрерывной разливки стали обусловлено рядом существенных преимуществ ее перед старыми способами разливки металла в изложницы. Это прежде всего: снижение капитальных затрат примерно на 30 % (нет необходимости в обжимных станах и отделении нагревательных колодцев); увеличение выхода годного на 10... 15 %; улучшение качества металла по химической неоднородности, макроструктуре и поверхностным дефектам.
Непрерывная разливка стали обеспечивает поточность производства и предоставляет хорошие возможности для комплексной механизации и автоматизации процесса.
Наряду с развитием черной металлургии, постоянно и большими темпами развиваются такие отрасли, как машиностроение, нефте и газопереработка. Вместе с этим растут и требования к качеству металла и его свойствам.
Интенсивная эксплуатация месторождений нефти и газа в последние годы в условиях Севера и Сибири, а также разработка новых месторождений требует не только замены изношенных труб, но и строительства новых трубопроводов.
Расширение производства трубных марок сталей в условиях открытого акционерного общества «Магнитогорский металлургический комбинат» (ММК), разливаемых на МНЛЗ, было осложнено появлением на низколегированных трубных марках сталей поверхностных дефектов в виде сетчатых и поперечных трещин, что отрицательно влияет как на качество листового штрипса, так и на качество труб.
Появление таких дефектов привело к необходимости дополнительного контроля качества поверхности литой заготовки и зачистке поверхностных де фектов, в случае их выявления. Это повлияло на пропускную способность участка переработки литой заготовки, а также снизило производительность отделения непрерывной разливки стали.
Одним из показателей стабильности процесса непрерывной разливки является время аварийных простоев. Основной причиной аварии на машинах непрерывного литья заготовок являются прорывы корочки слитка под кристаллизатором из-за ее зависания на медных стенках кристаллизатора или образования угловых или продольных трещин, реже поперечных. Способы устранения причин зависания корочки слитка во многом решаются за счет подбора правильного состава шлакообразующей смеси, обеспечении стабильного уровня металла в кристаллизаторе во время его разливки за счет внедрения системы автоматического поддержания уровня и контроля тепловой работы кристаллизатора при помощи термопар, установленных в медной стенке. Стабильное поддержание уровня металла позволяет обеспечить равномерный теплоотвод в кристаллизаторе и снизить вероятность появления продольных и угловых трещин. Однако увеличение скорости вытягивания слитка приводит к получению более тонкой корочки в зоне вторичного охлаждения, что повышает вероятность появления таких трещин.
Успешное решение задачи - обеспечения оптимального вторичного охлаждения для различных скоростей вытягивания и различной склонности стали к образованию дефектов приведет к улучшению качества поверхности непрерыв-нолитых слябов и откроет возможность увеличения объемов производства.
В настоящей работе обобщены исследования, проведенные автором в кислородно-конвертерном цехе и центральной лаборатории ММК, в Магнитогорском государственном техническом университете (МГТУ), на Волжском трубном заводе (ВТЗ), направленные на улучшение качества поверхности низколегированных трубных марок сталей и качества макроструктуры непрерывноли-того слитка.
Поверхностные трещины непрерывнолитой заготовки
Появление дефектов при непрерывной разливке стали неизбежно. Усадка стали при кристаллизации, резкие колебания температур в формирующейся оболочке заготовки, ферростатическое давление жидкой фазы и другие факторы являются причиной постоянного напряжения ее тела.
Различают несколько основных видов поверхностных дефектов непрерывнолитого сляба в виде трещин: продольные, сетчатые, паукообразные (звездообразные) и поперечные. Дефект «продольная трещина», как правило, образуется при околосолидусных температурах в кристаллизаторе и на степень их развития оказывают влияние поддерживающие системы и вторичное охлаждение. Продольные трещины имеют вид прерывистых или сплошных линий, располагающихся на поверхности широких граней заготовки вдоль технологической оси на глубину до 30 мм и более /44/.
Продольные трещины по широким граням непрерывного слитка, по классификатору дефектов, располагаются в местах утонения его затвердевшей корочки и образуются в процессе формирования непрерывнолитой заготовки в кристаллизаторе, и проходят по стыку равноосной и видманштеттовой структуры /43/. По месту расположения дефекта отмечается повышенное содержание серы и-фосфора. По данным /41/ и /42/ наибольшую склонность к образованию продольных трещин проявляют стали перитектического состава с содержанием углерода 0,16... 0,22 %.
В работе /60/ установлено, что их образование связано с неравномерным ростом оболочки слитка по периметру кристаллизатора. Неравномерный рост оболочки слитка происходит в основном в результате ее размыва неорганизованной струей металла, неравномерности контакта оболочки слитка с поверхностью медных стенок кристаллизатора, неравномерностью охлаждения стенок кристаллизатора /70/.
Опасность этого дефекта состоит в том, что при наличии отклонения в работе запорно-регулирующей системы охлаждения и поддерживающего устройства, данный дефект приводит к аварийной ситуации при разливке. Чтобы противодействовать разрыву корочки изнутри воздействующему на нее ферроста-тическому давлению жидкого металла, она должна иметь определенную толщину и обладать достаточной прочностью /45...49/.
Пораженность паукообразными, сетчатыми и поперечными трещинами слябов менее опасна, но при достаточной глубине залегания, они представляют серьезную проблему при последующим их удалении. Для их ликвидации требуется применение сплошной огневой зачистки слябов, что требует значительных площадей для их переработки и больших затрат рабочего времени. Особой проблемой является получение литой заготовки без поверхностных дефектов низколегированных трубных сталей.
На склонность к трещинообразованию влияет уровень прочности и пластичности непрерывнолитых сталей при повышенных температурах. Охрупчи-вание металла в области повышенных температур часто связано с разрушением его по границам аустенитных зерен.
Паукообразные трещины, как и продольные, образуются в кристаллизаторе, однако в отличие от продольных трещин, паукообразные развиваются по границам аустенитных зерен /50, 52, 53/. Глубина трещин в основном не превышает 5 мм, и располагаются они округлыми очагами, достигающими 30 мм в диаметре. Опасность данного дефекта состоит в том, что визуально он не заметен, а при достаточной глубине распространения данный дефект может быть выкатан в плену, при последующей прокатке литого сляба. В работе /50/ установлено, что металл у трещин обезуглерожен, поверхность сильно окислена и имеет интеркристаллический характер. В районе трещин наблюдается вкрапления меди в виде пленок по границам зерен. Обычно паукообразные трещины ветвятся из одной точки в нескольких направлениях. В данной работе установлено, что способность меди диффундировать в металл наблюдается во время растягивающих напряжений в корочке слитка при температуре поверхности 1050...1150 С.
В отличие от паукообразных, сетчатые трещины представляют собой сетку тонких взаимопересекающихся извилистых трещин, проникающих на глубину 15...25 мм. Выявляются трещины, как правило, после огневой зачистки или глубокого травления. Некоторые группы трещин не имеют выхода на поверх-ность, располагаясь на глубине 8... 15 мм от поверхности, а в отличии от горячих трещин не имеют ликватов. Также как и паукообразные, сетчатые трещины распространяются по границам аустенитных зерен. Однако сетчатыми трещинами могут быть поражены значительные участки. Сетчатые трещины располагаются как на широких и узких гранях, так и в районе углов слитка.
Авторами работы /61/, проведенной на Новолипецком металлургическом комбинате, при исследовании топографии поверхностных дефектов на захоло-женных слябах стали марки 17 Г2СФ на МНЛЗ вертикального типа, после ее остановки и охлаждения сляба (имитация процесса охлаждения сляба в ЗВО), установлено, что на участке поверхности сляба, который находился в кристаллизаторе, трещин не обнаружено. Наибольшее количество трещин нашли в зоне вторичного охлаждения в районе углов и узких граней, причем трещины располагались значительно ниже кристаллизатора. Трещины были ориентированы, как правило, по складкам от возвратно-поступательных движения кристаллизатора. Анализ топографии дефектов показал, что частота возникновения трещин зависит от интенсивности охлаждения поверхности слитка в зоне вторичного охлаждения. Расчеты и непосредственные измерения температуры показали, что при прохождении слитком зоны вторичного охлаждения температура поверхности изменяется циклически в широком интервале. Вхождение движущегося участка слитка в зону орошения форсунки сопровождается резким снижением температуры поверхности со скоростью 390 С/мин, а выход из зоны - разогревом со скоростью - 120 С/мин. Авторами было выявлено, что количество таких теплоциклов в условно принятой точке поверхности при прохождении через всю зону вторичного охлаждения соответствует числу форсунок, поля орошения которых не перекрываются по направлению движения слитка. При сопоставлении полученных данных с термокинетическими кривыми распада аустенита стали 17ГС авторы установили, что в поверхностных слоях слитка возможны многократные фазовые превращения. При охлаждении поверхности происходит распад аустенита с образованием феррито-перлитной структуры, а при нагреве - образование аустенита. В результате у поверхности возникают зоны перекристаллизации глубиной от 0,5 до 18 мм, отличающиеся от основного металла более дисперсным строением. Трещины располагаются по границам двух структурных зон.
Охлаждение поверхности непрерывнолитого слитка в зонах охлаждения
Из приведенных графиков на рис. 3.8...3.10 видно, что наиболее значительное снижение температур происходит в районе узкой грани. Так, при скорости разливки 0,6...0,9 м/мин перепад температуры на поверхности по центру узкой грани слитка в торцевой зоне достигает - 286... 187 С для «мягкого» и 380...220 С для «среднего» и «жесткого» релшмов охлаждения. Вблизи ребра перепад температуры на поверхности в два раза больше, чем в центре узкой грани.
Перепад температуры при выходе из первой зоны на поверхности слитка, вытягиваемого со скоростью 0,6...0,9 м/мин достигает - 60...30 С для «мягкого» и 65...33 С для «среднего» и «жесткого» режимов охлаждения.
Во второй зоне перепад температуры на поверхности слитка, вытягиваеио-го со скоростью 0,6... 0,9 м/мин достигает - 70... 40 С для «мягкого», 80... 46 С для «среднего» и 90...53 С для «жесткого» режимов охлаждения.
Значительное охлаждение поверхности слитка и достаточно высокий перепад температуры в первой и второй зоне можно объяснить относительно небольшими размерами зоны - 0,15 и 0,72 м, и относительно небольшой толщиной корочки слитка, выходящей из кристаллизатора, воздействием деформационных напряжений роликов первой секции, а также значительной степенью безопасности, связанной с образованием продольных и угловых трещин в корочке. Достаточно высокие удельные расходы воды в «торцевой» зоне, в этом случае практически ничем не подтверждены. Узкая грань слитка не подвергается воздействию роликов, а толщина оболочки слитка в этой зоне выше на 10... 15 % корочки широкой грани. Учитывая, что температура поверхности слитка со стороны узкой грани при интенсивности ее охлаждения 0,233 м/(м2 м) составляет 600...800 С (см. рис. 2.8), то можно с большой уверенностью считать, что режим охлаждения узкой грани не оптимальный, особенно для низколегированных марок сталей.
Также, можно отметить, что с увеличением скорости разливки для этих зон, наблюдается снижение удельных расходов воды, что противоречит известной зависимости толщины корочки слитка от скорости вытягивания слитка - с увеличением скорости толщина корочки уменьшается и, соответственно, уве-личивается.теплоотдача QT слитка.
По результатам проведенных исследований удалось установить характер изменения температур поверхности слитка в зависимости от его охлаждения в различных частях зоны вторичного охлаждения. Проведенные измерения температур слитка стали 17Г1С шириной 2000 мм, охлаждаемого по «мягкому» режиму, показали, что удельные расходы воды для скорости вытягивания 0,5м/мин в первой и второй зонах выше, чем для скорости вытягивания -0,6м/мин, что подтверждает характер кривых на рис.3.2. Кривая температуры для скорости 0,5 м/мин проходит ниже, чем для скорости 0,6 м/мин, начиная с точки измерения, соответствующей расстоянию 2,2 м от низа кристаллизатора. Далее характер кривых практически не меняется, а более сильное снижение температуры слитка, отливаемого со скоростью 0,5 м/мин, объясняется ранним окончанием затвердевания слитка.
Изменение температуры на кривых рис.3.6 по оси слитка и соответствующие им удельные расходы воды, приведенные на рис. 2.2...2.9, объясняют закономерность этого распределения. Так, для кривой 1, удельные расходы воды в первой и второй зонах составляет 0,345 и 0,082 м /(м м), а для кривой 2 -0,323 и 0,080 м3/(м2м). Предварительный расчет перепада температур в этих зонах показывает, что при данных значениях удельных расходов воды перепад температур ниже на 21 град и, соответственно, температура на поверхности слитка, отливаемого со скоростью 0,6 м/мин, на отметке 2,2 м будет выше на 21 град, что подтверждается измерениями температуры поверхности после охлаждения в третьей зоне - для слитка, вытягиваемого со скоростью 0,5 м/мин и 0,6 м/мин температура поверхности составляла 1057 С и 1083 С соответственно, и их разница составила 26 С. Таким образом, проведенные исследования зависимости температуры корочки слитка и удельных расходов воды в зонах вторичного охлаждения показали, что: 1. Снижение температуры поверхности со стороны широкой грани во второй зоне и со стороны узкой грани в торцевой зоне в значительной мере определяется удельными расходами воды, а отношение между ними составляет , 900...950 С/(м3/м2м). 2. Высокие удельные расходы воды в первой зоне превышают эти расходы во второй и торцевой зонах и объясняется значительной степенью безопасности, связанной с предотвращением образования продольных и угловых трещин в корочке слитка. Перепад температуры поверхности узкой грани слитка, а осо-бенно в районе его ребра, при удельных расходах воды 0,180 м /(м м) достигает около 160 С (см. рис.2.8), что позволяет считать режим охлаждения узкой грани не оптимальным, особенно для низколегированных марок сталей, где рекомендуется иметь температуру корочки не ниже 950 С. Качество слитков, получаемых на МНЛЗ, в значительной мере определяется рациональной организацией теплоотвода в зоне вторичного охлаждения. На практике режимы вторичного охлаждения заготовок подбирают экспериментальным путем анализа качества литого металла для различных расходов охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения. Однако такой способ решения задачи является весьма трудоемким, поэтому представляется целесообразным применение математического моделирования для исследования и оптимизации режимов вторичного охлаждения заготовок.
Определение взаимосвязи между температурой поверхности и удельным охлаждением поверхности слитка в зонах охлаждения
Поверхностные трещины, обнаруженные на участках слитка, отлитого со скоростью 0,6 и 0,7 м/мин, располагались на расстоянии до 100 мм от ребра. Глубина залегания дефектов не превышала 3 мм и на двух слябах, отлитых на скорости 0,6 м/мин, трещины приходилось зачищать повторным проходом газокислородного резака.
Изучение влияния качества поверхности узких граней от условий их охлаждения проводили по следующей методике.
Удельные расходы воды на охлаждения поверхности узкой грани слитка действующего «мягкого» режима (см. рис. 2.7) для скорости разливки 0,6...0,8 м/мин колеблятся в пределах 0,167...0,155 м//(м?м) соответственно. Расстояние круглофакельных форсунок от поверхности узкой грани, в соответствии с рекомендациями ПО «УРАЛМАШ», составляло 125 мм.
При осмотре поверхности узких граней после огневой зачистки было отмечено, что поверхность узких граней на расстоянии до 100... 150 мм от ребра со стороны верхней грани подвержена поверхностным поперечным трещинам. Трещины были расположены по всей длине узких граней слябов шириной 1350...1730 мм, отлитых со скоростью 0,6...0,8 м/мин, и слябов шириной 2150 мм, отлитых со скоростью 0,5... 0,7 м/мин.
Наиболее грубые дефекты, глубиной 8... 15 мм, были расположены со стороны узкой грани на расстоянии до 80 мм от ребра. Глубину залегания дефектов определяли после сплошной вырубки до полного удаления дефекта измерением остаточной ширины сляба в местах вырубки. Нужно отметить, что полное удаление поперечных трещин по узким граням практически не получалось, так как в соответствии с требованиями к размерам допуск на ширину слитка составлял ± 1 %. Для слябов шириной 1330 мм глубина зачистки не должна превышать 6,5 мм на сторону, а для слябов 1730 мм - 8,5 мм. После зачистки поверхности слябы, прокатанные в горячие рулоны, отправляли для последующего, изготовления газопроводных труб на ВТЗ. После охлаждения рулонов их осматривали. Оценку влияния остаточных поверхностных дефектов на качество рулонов производили по результатам осмотра рулонов.
По завершении исследований были изменены условия охлаждения узких граней слябов трубных марок. Было предложено три варианта охлаждения узких граней. По первому варианту расходы воды на узкую грань снижали в за-висимости от скорости разливки до 1,2... 1,4 м /ч на сторону соответственно (для скорости разливки 0,6...0,8 м/мин) без изменения расположения форсунок относительно поверхности узкой грани слитка. По второму варианту расходы воды были «снижены до 1,0... 1,2 .л /ч и коллекторы были раздвинуты таким образом, чтобы расстояние форсунки до поверхности узкой грани составляло 225...300 мм. В третьем варианте для слитков шириной 1750 мм воду полностью отключили. Удельное охлаждение узких граней в зависимости от скорости разливки опытных плавок приведено на рис. 4.2.
Из табл. 4.4 следует, что при снижении удельного охлаждения поверхности узкой грани слитка водой с 0,155...0,167 м3/(м2м) до 0,083...0,095 м3/(м2м), т.е. на 43..47 %, глубина залегания поперечных трещин снижается с 8... 15 мм до 4...7 мм, т.е. составляет 50...53 %, а при снижении интенсивности до 0,028...0,039 м /(м м) на 77...82 %. При этом грубые поперечные трещины (глубиной более 5 мм) на слябах отсутствовали. Однако, как показала практика, дефекты глубиной до 3 мм и шириной раскрытия не более 0,5 мм после прокатки трансформируются в плены глубиной до 0,50 мм на расстоянии от кромки до 30 мм. Отсортировка труб по дефекту плена в зоне термического воздействия при охлаждении узких граней по второму варианту составляла до 4...7 %: На опытных плавках, проведенных с режимом охлаждения по второму и третьему вариантам, были отобраны на узкой грани слитка продольные темплеты длиной 400...500 мм и толщиной 50...70 мм - «горбушки». После этого слябы с этими режимами охлаждения были прокатаны в рулоны толщиной 10...14 мм и осмотрены.
На рис.4.3 и 4.4 приведен вид наружной поверхности узких граней, отлитых с режимами охлаждения по второму и третьему вариантам. Результаты осмотра поверхности горячекатаных рулонов приведены в табл. 4.5.
При отключении воды в торцевой зоне охлаждения на поверхности узкой грани количество дефектов на расстоянии от кромки более 25 мм сократилось вдвое, а максимальная глубина дефектов составляла не более 0,30 мм.
В настоящее время для получения непрерывнолитых слитков трубных марок сталей в условиях кислородно-конвертерного цеха ММК внедрена технология охлаждения узких граней по третьему варианту. Однако данная технология предусматривает отключения воды на длительный срок эксплуатации до 50 ч разливки серии плавок, что приводило к закипанию форсунок и их оплавлению. Для устранения этих недостатков было принято решение установить водовоз-душное охлаждение узких граней с тем, чтобы во время разливки обычных марок охлаждение производить смесью воды и воздуха, а при разливке трубных сталей воду отключать, а форсунки охлаждать воздухом.
Изучение влияния условий охлаждения широких граней на качество поверхности
Расходные характеристики определяли в пределах давления воздуха перед генератором от 0,15 до 0,35 МПа. Цифры у кривых обозначают давление. При исследовании гидродинамических характеристик опытных устройств учитывали следующие требования для смесителя-генератора: - возможность создавать качественную мелкодисперсную смесь; - отсутствие мелкочастотных пульсаций факела, что характеризует равномерность распада и отсутствие водяных пробок после генератора; - производительность по воде от 0,1 до 1,0 м /ч при условии установки генератора на каждый коллектор или форсунку; - расходные характеристики генератора должны быть совместимы с системой регулирования расходов воды и воздуха на МНЛЗ. Из рис.5.3 видно, что более устойчивые характеристики получены для генератора с форсункой №1 при давлении 0,25 МПа и более. При этом максимальные расходы воды для получения качественной смеси можно увеличивать от 0,4 до 0,7 м /ч. При использовании форсунки №2 более устойчивые характеристики зафиксировали уже при давлении 0,15 МПа, а максимальные расходы воды для получения качественной смеси увеличились до 0,8 м3/ч. Наибольшие расходы воды (до 1,0 м /ч) были получены с применением форсунки №3 при давлении воздуха 0,35 МПа. Нижний порог расходных характеристик для воды практически для всех вариантов не изменяется и составляет 0,1 м /ч и менее. При использовании форсунки с меньшей площадью (менее 50 мм2) устойчивого тумана не получили. При низких расходах воды имели пульсирующий факел, а при увеличении расходов воды смесь была грубой с крупно дисперсными каплями. По действующим на ММК условиям охлаждения слябов, расход воздуха на одну форсунку составляет 10...16 м /ч, а в среднем 12,5 м /ч. Предложенное устройство обеспечивает равномерный «туман» при давлении воздуха от 0,15 до 0,25 МПа и расходе - 14...26 м /ч. Расход воды при этом составляет 0,16...0,70 м /ч. При давлении воздуха 0,35 МПа и расходе 14...26 м /ч, расход воды увеличивается до 0,6...1,0 мУч на одну форсунку.
Для использования камеры в других зонах с более высокими расходными характеристиками воды необходимо увеличивать ее размеры.
Таким образом, испытания генераторов показали, что качественную водо-воздушную смесь в широком диапазоне расходов воды и давления воздуха получили при совместном использовании смесителя-генератора с форсункой №3. Полученные характеристики водовоздушной смеси обладали мелкодисперсными фракциями капель, которые оценивали 4...5 баллами по пятибалльной шкале. Предложенная конструкция системы вторичного охлаждения МНЛЗ по своим характеристикам пригодна к использованию в торцевой и седьмой зонах ЗВО при давлении в коллекторе 0,15... 0,35 МПа.
Для использования в секциях, требующих более интенсивного охлаждения необходимо предусматривать другие размеры камеры смешения и соответствующие размеры отверстий.
Для конструкции пары опытный генератор и форсунка №3 были исследованы тепловые характеристики водовоздушного факела. Конструкция этой пары, в соответствии с интенсивностью подачи охладителя, может быть установлена в зону охлаждения первой секции или подбоя. Так как на данный момент тепловые характеристики конструкции форсунок ПО «УРАЛМАШ» и действующих в ЗВО МНЛЗ достаточно хорошо изучены, то представляет интерес изучение тепловых характеристик новых конструкций форсунок, действующих на других предприятиях.
Исследования на стенде проводили методом физического моделирования охлаждения поверхности сляба. Изучение теплообмена проводили в условиях, приближенных к режимам работы генераторов и форсунок ММК по расходам воды, давлению воздуха, а также расстоянию форсунки до поверхности нагретой пластины.
По условиям эксперимента давление воздуха регулировали от 0,15 до 0,2 МПа, расходы воды изменяли в пределах 0,16...0,30 м /ч. При этом были получены объемные соотношения вода/воздух: Увода/УВОздух = (1/180...1/60) м3/м и весовые соотношения ОводьДїВоздух = (6...17) кг/кг. Высота форсунки над поверхностью нагреваемой модели составила 410 мм. Угол раскрытия факела 105 . Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи производили по широкой и узкой оси факела в указанных режимах.
В качестве модели использовали нагретую пластину до температуры 900 С. Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи производили по методике, принятой во. На рис.5.4 приведена электрическая схема измерительного устройства.
В виду малой тепловой инерции нагревателя время выхода на стационарный режим теплообмена составляло около 20...30 с. Нагреватель (1) изготавливали из нихромовой пластины толщиной 1,5 мм. Снизу к ней приваривали термопару (2) и два платиновых электрода (3) для измерения падения напряжения на рабочей площадке нагревателя. Подобная измерительная схема исключает теплопотери в контактных клеммах.
При проведении экспериментов измеряли следующие величины: расходы воды и воздуха, давление водовоздушной смеси, температуру нагревателя, силу тока через нагреватель, падение напряжения на рабочей площадке. Рабочая площадка имела размеры 10x10 мм.
![Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс]](/i/i/4263/169004.png "Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс] Рябчиков Михаил Юрьевич")
