Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Моделирование теплового режима и охлаждения валков ШПСГП и их влияния на качество поперечного профиля горячекатаных полос (литературно-аналитический обзор) 12
1.1. Поперечный профиль горячекатаных полос как объект управления.. 12
1.2. Анализ известных моделей поперечного профиля горячекатаных полос 23
1.3. Анализ известных математических моделей теплового режима и охлаждения валков ШПСГП 30
1.4. Анализ известных методов шлифовочного профилирования валков ШПСГП 39
Выводы по главе 1 41
Глава 2. Моделирование поперечного профиля горячекатаных полос 44
2.1. Основные нормируемые показатели поперечного профиля 44
2.2. Статистические исследования показателей поперечного профиля горячекатаных полос 51
Выводы по главе 2 66
Глава 3. Разработка усовершенствованной модели теплового режима и охлаждения валков ШПСГП 69
3.1. Постановка задачи 69
3.2. Модель температурного поля в поверхностном слое рабочего валка. 70
3.3. Модель температурного поля в основной зоне рабочего валка 75
3.4. Модель осесимметричного температурного поля, основанная на уравнениях теплового баланса в системе: «полоса - валки - охладитель» 77
3.5. Усовершенствованная комплексная модель теплового режима, теплового профиля и охлаждения валков ШПСГП 82
3.6. Теплофизические коэффициенты 83
Выводы по главе 3 87
Глава 4. Разработка и опробование новой методики адаптации модели теплового режима и охлаждения валков к параметрам действующего ШПСГП 88
4.1. Сущность новой методики и алгоритма адаптации модели 88
4.2. Экспериментальное определение значений теплофизических коэффициентов, характеризующих в модели интенсивность разных видов теплообмена 92
4.3. Исследование коэффициента эффективности конвективного теплообмена 99
4.4. Проверка достоверности адаптированной модели теплового режима валков ШПСГП 101
Выводы по главе 4 103
Глава 5. Разработка и испытания усовершенствованной шлифовочной профилировки рабочих валков ШПСГП 105
5.1. Постановка задачи 105
5.2. Разработка новых шлифовочных профилировок с учетом диапазонов профилеразмеров сортамента стана 109
5.3. Испытания на стане разработанных профилировок 110
Выводы по главе 5 113
Глава 6. Разработка и испытания способов и устройств, повышающих эффективность охлаждения валков ШПСГП 114
6.1. Исследование теплового режима валков 114
6.2. Разработка технических решений, улучшающих охлаждение валков. 119
6.3. Промышленная реализация разработанных технических решений . 126
Выводы по главе 6 128
Заключение (общие выводы по диссертации) 130
Литература 132
Приложение 139
- Анализ известных моделей поперечного профиля горячекатаных полос
- Статистические исследования показателей поперечного профиля горячекатаных полос
- Усовершенствованная комплексная модель теплового режима, теплового профиля и охлаждения валков ШПСГП
- Экспериментальное определение значений теплофизических коэффициентов, характеризующих в модели интенсивность разных видов теплообмена
Введение к работе
Актуальность работы.
В последние десятилетия в мировом производстве горячекатаных полос допуски на характеристики поперечного профиля уменьшились, что вызвано общей тенденцией повышения требований к качеству листового проката. Это актуально как для наиболее тонких горячекатаных полос толщиной 0,8-1,5 мм, непосредственно используемых в машиностроении и строительстве, так и для полос толщиной 1,8-3,0 мм, направляемых в качестве подката на станы холодной прокатки для производства из них автомобильных листов или другого сортамента с жёсткими требованиями к плоскостности и состоянию поверхности.
Для того, чтобы уменьшить отклонения нормируемых характеристик поперечного профиля горячекатаных полос (поперечной разнотолщинности, клиновидности, местных отклонений толщины, смещения вершины) до значений, определяемых более жесткими допусками, необходимо воздействовать на факторы, оказывающие влияние на точность формирования поперечного профиля.
Наиболее значимые из этих факторов - тепловой профиль рабочих валков (неравномерность распределения тепловых деформаций по длине бочки) и форма их исходной (шлифовочной) профилировки.
Оба этих фактора, наряду с неравномерным износом по длине бочки, искажают форму активных образующих рабочих валков, определяющую распределение толщины по ширине горячекатаных полос.
Тепловой профиль валков зависит от степени равномерности тепловыделений по ширине полосы и от эффективности их охлаждения, регулируемого по длине бочки. На многих широкополосных станах горячей прокатки (ШПСГП) система охлаждения валков стала узким местом: чем тоньше прокатываемая полоса, тем меньше доля пауз в ритме прокатки, что приводит к поступлению от полосы большего количества теплоты в валки, повышению их температуры и росту колебаний теплового профиля. Система охлаждения, не рассчитанная на прокатку тонких горячекатаных полос толщиной 0,8-1,5 мм, не в состоянии отводить от валков дополнительно поступившую теплоту, валки перегреваются и чаще выходят из строя, а неравномерность их теплового профиля по длине бочки вызывает искажения поперечного профиля горячекатаных полос: увеличение его клиновидности и несимметричности относительно оси прокатки («смещение вершины») до значений, превышающих установленные допуски.
Если горячекатаные полосы предназначены для последующей холодной прокатки, искажения их поперечного профиля, вызванные нестабильностью теплового режима валков, оказываются главной причиной ухудшения плоскостности холоднокатаных полос - одного из основных показателей их качества. Таким образом, совершенствование теплового режима и систем охлаждения валков ШПСГП - актуальная задача не только для цехов горячей прокатки, но и в целом для листопрокатного производства.
Эффективное решение этой задачи возможно на основе математической модели теплового режима валков, который, как объект управления, является сложной системой, связывающей технологические параметры (температуру полосы, обжатия, скорости, натяжения, сопротивление металла деформации, условия трения между полосой и валками, неравномерное распределение контактных напряжений по длине бочки валков), управляющие воздействия (расходы, давления и температуру охлаждающей воды, конструктивные параметры коллекторов с форсунками для подачи воды на валки, площади орошаемых водой участков бочки валков, их расположение на поверхности бочки) и выходные параметры (температуру и тепловой профиль рабочих и опорных валков, представляющий собой распределение по длине бочки тепловых деформаций (изменений диаметра) в радиальных сечениях).
Некоторые аспекты моделирования теплового режима валков ШПСГП публиковались в последние 10-15 лет, однако комплексная модель, позволяющая вычислять выходные параметры теплового режима валков современных станов в функции всех перечисленных выше технологических параметров процесса прокатки и управляющих воздействий, до сих пор отсутствовала. Это объясняется сложностью задачи и необходимостью выполнять промышленные исследования на крупном, высокопроизводительном металлургическом оборудовании, где крайне ограничены возможности для научных экспериментов. Кроме того, в последние годы па ряде крупных российских ШПСГП в результате реконструкции изменились параметры систем охлаждения валков: увеличились давление охлаждающей воды, её расход и плотность облива поверхности бочки, изменилась конструкция коллекторов и форсунок. Данные об эффективности теплоотвода от валков с помощью новых узлов систем охлаждения отсутствовали, что затрудняло их эффективную эксплуатацию.
Существенное влияние на качество поперечного профиля оказывает и форма исходной шлифовочной профилировки рабочих валков. На большинстве ШПСГП при выполнении на вальцешлифовальных станках профиля валков регламентируют только величину вогнутости или выпуклости в середине бочки, а к профилировочной кривой предъявляют только требование плавности. При этом не учитывают, что из-за различия форм кривых упругой и тепловой деформации возникает неравномерность контактных давлений по длине бочки, вызывающая неравномерность её износа. Как следствие, это приводит к местным искажениям поперечного профиля горячекатаных полос. Необходимость учета этого фактора при профилировании валков отмечали специалисты в 70х-80х годах 20 века. Ужесточение требований к точности выполнения поперечного профиля повысило актуальность совершенствования профилировок валков.
Таким образом, обеспечение конкурентоспособности отечественного листопрокатного производства на мировом рынке черных металлов во многом зависит от совершенствования теплового режима валков ШПСГП, их теплового профиля и шлифовочной профилировки.
Цель работы - повышение точности формирования нормируемых показателей поперечного профиля горячекатаных полос, путём воздействия на тепловой и шлифовочный профиль валков ШПСГП.
Основными задачами работы являлись: - разработка, реализация и исследование усовершенствованной математической модели теплового режима и охлаждения валков ШПСГП, устраняющей недостатки известных моделей; - разработка и реализация алгоритма адаптации математической модели теплового режима и охлаждения валков к условиям действующего ШПСГП; - исследование с помощью разработанной модели теплового режима валков ШПСГП для получения достоверных значений теплофизических коэффициентов, характеризующих теплообмен валков в условиях современных ШПСГП, диапазонов давлений охладителя 10-15 ати и его удельных расходов 200-300 м3/(ч-м2); - вывод регрессионных уравнений для вычисления теплофизических коэффициентов; исследование и моделирование процесса формирования поперечного профиля горячекатаных полос в функции теплового режима валков и других факторов технологии; усовершенствование метода шлифовочного профилирования рабочих валков ШПСГП путём учета несоответствия формы кривых упругих деформаций и теплового профиля.
Научная новизна результатов работы заключается в следующем.
1. Разработана усовершенствованная математическая модель теплового режима и охлаждения валков ШПСГП, отличающаяся от известных моделей тем, что расчёт средней температуры рабочих валков производится в функции основных факторов технологического процесса (температуры полосы и длины очага деформации), условий охлаждения бочки (температуры охлаждающей воды, углов установки проводок-водоотсекателей, площади бочки, на которую подаётся охлаждение) и управляющих воздействий параметров системы охлаждения (расход и давление охладителя) с учётом изменения температурного поля в активном поверхностном слое рабочего валка в зависимости от параметров режима охлаждения. В модель введён новый параметр - коэффициент эффективности конвективного теплообмена, определяющий минимальную осесимметричную температуру на границе между активным поверхностным слоем и основной зоной рабочего валка.
2. Впервые получены достоверные значения теплофизических коэффициентов, характеризующих теплопередачу, контактный и конвективный теплообмен в системе «полоса - рабочие валки - опорные валки - охладитель» в условиях современных ШПСГП, диапазонов давлений охладителя 10-15 ати и его удельных расходов 200-300 м3/(ч-м2), а также регрессионные уравнения для вычисления этих коэффициентов.
3. Разработана и реализована новая методика адаптации модели п.1 к параметрам технологии и оборудования действующего ШПСГП, отличающаяся тем, что коэффициент теплоотдачи от полосы к рабочим валкам путём контактного теплообмена, коэффициент теплоотдачи от рабочих валков к охладителю (воде) путём конвективного теплообмена и коэффициент, учитывающий перепад температуры в слое окалины на поверхности полосы в очаге деформации, определяются по фактическим, измеренным на стане, значениям температуры рабочих валков, температуры воды, подаваемой на валки, сливаемой с валков и с рабочей клети в циркуляционную систему, температуры окружающей среды; расхода воды, подаваемой на рабочие и опорные валки, средней температуры полосы в клети, а также параметров режима прокатки (обжатий, скоростей, натяжений полосы, ритма прокатки).
4. Впервые разработана математическая модель, определяющая взаимосвязь между параметрами теплового режима и профиля валков (с учётом износа) и характеристиками поперечного профиля прокатываемых полос, отличающаяся тем, что клиновидность, поперечная выпуклость и смещение вершины готовой полосы рассчитываются по регрессионным зависимостям от неравномерности по длине бочки валков их износа, теплового и шлифовочного профиля, параметров поперечного профиля подката и колебаний его температуры, массы прокатанного на валках металла.
Достоверность новых научных результатов подтверждена экспериментальными данными и статистическим анализом: средняя погрешность расчётов с помощью новой математической модели теплового режима составила 5,3%; регрессионные уравнения положительно оценены по коэффициентам множественной корреляции, остаточной дисперсии и t -критерию Стьюдента.
Практическая значимость результатов работы
Определены и исследованы эффективные диапазоны параметров системы охлаждения валков ШПСГП при прокатке полос толщиной 0,8-1,2 мм.
Определены и исследованы наиболее существенные факторы, обеспечивающие улучшение поперечного профиля полос за счет стабилизации теплового профиля валков ШПСГП: - уменьшение температуры в середине бочки, поддержание давления охладителя в диапазоне 13-14 ати, плотности облива поверхности бочки 220- 230 м3/(ч-м2); уменьшение температуры охладителя, перераспределение его расхода между клетями и рациональное его распределение между входной и выходной сторонами рабочей клети; уменьшение углов установки в рабочей клети проводок-водоотсекателей; уменьшение сроков межперевалочной кампании рабочих валков;
3. Разработана методика определения средней температуры валков ШПСГП, включающая её адаптацию к условиям конкретного стана.
4. Представлены достоверные регрессионные уравнения для прогнозирования показателей поперечного профиля готовых полос на действующем ШПСГП.
5. В результате исследования процесса формирования активной образующей и закономерностей износа рабочих валков разработана и успешно испытана новая усовершенствованная шлифовочная профилировка валков.
Применение новых научных результатов
Испытания усовершенствованной станочной профилировки валков, проведённые на ШПСГП 2000, показали, что новые профилировки обеспечили существенно более равномерный износ по длине бочки валков, уменьшили или исключили участки с повышенным местным износом, а горячекатаные полосы, прокатанные в валках с новой профилировкой в 10-12 клетях, имели существенно меньшие отклонения поперечного профиля от норм стандарта предприятия.
В результате совершенствования теплового режима и охлаждения валков ШПСГП с помощью разработанной модели уменьшился процент отсортировки по неплоскостности холоднокатаных полос с исходного уровня 0,25% до уровня 0,12% в условиях ЧерМК.
Для ОАО «Северсталь» и ОАО «ММК» разработана методика определения средней температуры валков ШПСГП в виде программного обеспечения ЭВМ. Результаты работы использованы фирмой «АСК» («Автоматизированные системы и комплексы» г. Екатеринбург) при разработке проекта реконструкции системы охлаждения рабочих валков ШПСГП «2000» ОАО «ММК», а в ОАО «Северсталь» - при оптимизации работы реконструированной системы охлаждения ШПСГП «2000».
По материалам работы был выигран грант по федеральной целевой программе «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России на 2009 - 2013 год», на основании чего исследования выполнялись по Контракту № П2113 от 05.11.09, заключённому между Федеральным агентством по образованию и ГОУ ВПО «Череповецкий государственный университет».
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на международной научной конференции «Технологии и оборудование для прокатного производства» (г. Москва) в феврале 2009 г.
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 6 статей в журналах, рекомендованных ВАК РФ; подготовлена заявка на патент
Российской Федерации №2008105240/02, положительное решение от 02.02.2009.
Работа выполнялась в ГОУ ВПО «Череповецкий государственный университет» в период с 2006 г. по 2009 г.
Экспериментальные исследования проводились на ШПСГП 2000 ЧерМК ОАО «Северсталь».
Объём работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения и списка литературы, включающего 70 наименований. Работа изложена на 142 страницах машинописного текста, содержит 26 рисунков и 21 таблицу.
Анализ известных моделей поперечного профиля горячекатаных полос
Вопросами моделирования занимались авторы [7], исследовавшие поперечную разнотолщинность и клиновидность и определившие, что основной причиной поперечной разнотолщинности является деформация валковой системы (70-80% общей величины). Также ими было получено выражение для определения клиновидности: где А - расстояние между реакциями опор рабочих валков; Мк - жесткость клети без валков; у, уп W - величина прогиба, тепловой выпуклости и профилировки (износа) рабочих валков на ширине прокатываемой полосы; а - величина смещения полосы от продольной оси стана; В - ширина полосы; Р - усилие прокатки. Недостатком модели (1.1) является то, что в ней не учитываются колебания размеров поперечного сечения и температуры подката. Модель формирования поперечного профиля полосы подробно описана в [1], где профиль поперечного сечения подката описывается полиномом второй степени: где С0, С}, С2 - постоянные коэффициенты полинома Лагранжа. В таком виде последняя функция позволяет описать выпуклый, вогнутый, клиновидный, а также несимметричный по ширине полосы поперечный профиль подката. Для симметричного по ширине полосы поперечного профиля подката: где hQc - толщина подката, средняя по ширине полосы, Ah0y -поперечная разнотолщинность подката, В0 - ширина полосы на входе в валки. Зависимость (1.3) позволяет описать клиновидный профиль подката, для этого в ней необходимо принять коэффициент С2 равным нулю. Поперечный профиль прокатываемой полосы на выходе из валков с точностью до малых упругих деформаций повторяет профиль межвалкового зазора между рабочими валками в плоскости выхода из очага деформации. В связи с этим, поперечный профиль полосы на выходе из валков может быть определен с учетом его составляющих [1]: составляющие поперечного профиля прокатываемой полосы, обусловленные соответственно упругим прогибом валков, их сплющиванием, тепловой выпуклостью бочек валов, станочной профилировкой, износом бочек валков, гидравлическим изгибом валковой системы; Лс - коэффициент вытяжки.
Составляющие поперечного профиля прокатываемой полосы могут быть также аппроксимированы полиномами Лагранжа [1]: Теоретически максимальный прогиб валковой системы клети кварто на длине бочки валков, равной ширине прокатываемой полосы, может быть определен по методике [8]: где j - расстояние между осями нажимных винтов; Е, Ga - модуль упругости на растяжение и сдвиг металла валковой системы; 1С - приведенный момент инерции поперечного сечения рабочего и опорного валов; Р -давление прокатки; Fc - сумма площадей поперечного сечения опорного и рабочего валков; В - ширина прокатываемой полосы; М1Ю) - момент инерции в подшипниках опорных валков, определяемый видом подшипников. Упругий изгиб валковой системы, вызванный усилием гидроизгиба рабочих и опорных валков, может быть определен по известным методикам [9]. где Aqy - разность между максимальной и минимальной величиной погонного давления по ширине прокатываемой полосы. a, - коэффициент теплового расширения материала рабочего и опорного валков; Dp, Dop - диаметры рабочего и опорного валков; &tp, Atop - разности температур рабочего и опорного валков по длине бочки. где С4...С16 - постоянные коэффициенты, определяемые путем обработки профилограмм износа рабочих валков. Недостатком модели, описываемой выражениями (1.2)...(1.9), является отсутствие в ней подробной методики расчёта коэффициентов C0...Cl6. В модели (1.4) составляющая поперечного профиля прокатываемой полосы, обусловленная износом бочек валков, исследована многими авторами. В работе [6] трапецеидальная форма износа определяется по формуле: где Wx - текущая ордината образующей рабочего валка в холодном состоянии, мм; х - текущая координата вдоль бочки валков, мм; ир величина радиального износа на середине бочки валка, мм; L - длина бочки; Bmin - минимальная ширина прокатанных полос, мм.
Статистические исследования показателей поперечного профиля горячекатаных полос
Из-за большого числа факторов, влияющих на качество поперечного профиля горячекатаных полос, и их сложных взаимосвязей не представлялось возможным установить теоретическими методами уровень значимости и характер влияния каждого из факторов на отклонения геометрических характеристик профиля от нормируемых значений. Поэтому зависимости между факторами технологии и качеством поперечного профиля определялись методами регрессионного анализа данных о технологических параметрах и размерах полос, прокатываемых на действующем ШПСГП 2000. Эти данные фиксируются стационарными измерительными средствами, входящими в состав АСУТП стана: томограф RM 312 (погрешность измерения 0,15%), пирометры (±2), толщиномер F-2000 (±0,3%). Всего в процессе исследований проанализированы данные о 240 полосах различных марок сталей (СТЗСП, 20, 08ПС, 15ПС, 20ПС, 13ХФА, 08ГСЮФ, 17Г1С-У, 08Ю, S235JR, DD11, DC01, CHES 30, SPCEN и др.), имеющих толщины от 1,5 мм до 12 мм, ширины от 950 мм до 1930 мм, прокатанных в течение двух межперевалочных кампаний опорных валков. Все прокатанные полосы имели промышленное назначение - в качестве готовой продукции или подката для станов холодной прокатки.
Помимо использования компьютерных баз данных, проводились прямые измерения профиля рабочих валков и температуры, распределённой по длине их бочки, используя профилометры (пассометры) и бесконтактные термометры (тепловизоры). Профилограммы поверхности бочки снимались сразу после вывалки валков, затем — после их остывания до температуры окружающей среды и после перешлифовки.
Кривая теплового профиля валков была получена как разность профиля бочки сразу после вывалки и после полного остывания. По профилограмме остывших рабочих валков А-ой клети определялась максимальная неравномерность их износа: где (Sinux)k и (SItWN)k - максимальная и минимальная величины износа в конце межперевалочной кампании.
Поскольку каждая полоса проходит через все клети, величины (ASHMAX)k усреднялись по всем клетям; таким образом был создан массив усреднённых значений неравномерности износа рабочих валков &Sllct,, привязанных к каждой из исследованных полос. Кроме того, на каждой профилограмме поперечного профиля отмечалось время, прошедшее после установки в клеть отшлифованных опорных валков.
При выполнении статистической обработки всех данных в качестве независимых переменных вводились количественные значения дестабилизирующих факторов технологии, указанных в табл. 2.2, а в качестве зависящих от них величин - численные характеристики показателей поперечного профиля готовых горячекатаных полос.
Предварительный анализ обработанных данных показал, что средние значения отклонений от нормируемых СТП величин местных утолщений и клиновидности кромок не превышали допусков у всех исследованных рулонов, поэтому дальнейшему анализу подвергались дефекты, в наибольшей степени влияющие на качество поперечного профиля: клиновидность, смещение вершины и поперечная выпуклость.
Кроме того, принималось во внимание, что достоверность и значимость регрессионных связей между возмущающими факторами технологии и дефектами поперечного профиля полос уменьшали управляющие воздействия (корректировка настройки системы охлаждения валков, раздельное перемещение нажимных винтов, улучшение качества шлифовки валков, стабилизация температуры по длине полосы и др.)- Поскольку исследования велись на промышленном сортаменте, исключить управляющие воздействия для повышения достоверности регрессионных связей было невозможно, поэтому, согласно теории регрессионного анализа [57], было принято решение считать регрессионные зависимости достоверными, если квадрат коэффициента множественной корреляции i?2 50 %.
В качестве характеристик дефектов поперечного профиля в регрессионных уравнениях приняты не их абсолютные величины, а максимальные колебания (перепады) по длине прокатываемой полосы, т.к. нестабильность возмущающих факторов технологии приводит, главным образом, к колебаниям геометрических характеристик поперечного профиля в пределах каждой полосы.
На рис. 2.2 показаны типичные графики изменения клиновидности (а), поперечной разнотолщинности (б) и смещения вершины (в), записанные стандартными измерительными средствами (толщиномерами и томографами), входящими в состав АСУТП чистовой группы стана 2000. На этих графиках показаны максимальные и минимальные значения величин:
Уравнения (2.1)...(2.3) получены впервые при следующих значениях независимых факторов: 5НЮ1 = 0-0,81 мм, #ш/7 =0-1,01 мм, АНпюд =0-2,77
Достоверность регрессионных уравнений (2.1), (2.2), (2.3) оценивалась проверкой выполнения двух условий [57]: где Sf, - оценка дисперсии выходных параметров Акл , Апоп , Дсв; S2ocn, - остаточная дисперсия, обусловленная влиянием неучтённых факторов и погрешностями измерений. R2 - квадрат коэффициента множественной корреляции, который показывает, какая доля из общего рассеяния зафиксированных значений Ает, Апоп и Асв относительно среднего значения обусловлена регрессионной зависимостью (2.1), (2.2) или (2.3). ЛІ,, - критическое значение коэффициента R2 (если R2 Rfa , регрессионная зависимость считается недостоверной).
Если отсутствуют факторы, искажающие регрессию, то принимают RIP=0,75. При наличии таких факторов (например, управляющих воздействий, частично исправляющих искажения поперечного профиля полос, вызванные нестабильностью факторов технологии) принимают =0,5. В этом случае при выполнении условия (2.5) регрессионную зависимость признают достоверной, но корреляционную связь между независимыми параметрами и выходной величиной считают ослабленной.
Усовершенствованная комплексная модель теплового режима, теплового профиля и охлаждения валков ШПСГП
Совместное использование модели, основанной на тепловом балансе поверхностного слоя рабочего валка за каждый оборот (формул (3.6), (3.7)), и модели, основанной на уравнениях теплового баланса узла рабочих и опорных валков (формул (3.19), (3.20), (3.21)), даёт возможность комплексного анализа факторов, влияющих на температуру и тепловой профиль рабочих и опорных валков ШПСГП, и определения таких параметров системы охлаждения, которые обеспечивают поддержание теплового режима валков в оптимальных диапазонах.
Опыт эксплуатации современных ШПСГП показал, что температура опорных валков, как правило, имеет стабильную величину, на 5-7 С превышающую температуру охлаждающей воды. Для её определения, вместо формулы (3.21), можно использовать выражение: Например, в чистовой группе клетей ШПСГП «2000» Череповецкого металлургического комбината ton =36-ь38С. Главный параметр, требующий оптимизации режима охлаждения, -температурный режим рабочих валков. Для его анализа приравняем правые части выражений (3.6) и (3.21), определяющих по-разному одну и ту же величину t : Выражение (3.23) представляет собой уравнение с одним неизвестным -коэффициентом эффективности конвективного теплообмена рабочего валка ка. Его решение имеет вид: Поскольку с помощью определителей А, и А , согласно формулам (3.20), (3.21), учитываются коэффициенты теплоотдачи конвективным теплообменом а"хр , ах- и другие параметры модели теплового баланса узла рабочих и опорных валков, использование в формуле (3.6) значения ка, вычисляемого по формуле (3.24), устраняет указанные выше недостатки модели теплового баланса поверхностного слоя рабочего валка за один оборот, обеспечивая взаимосвязь обеих моделей при решении задач оптимизации теплового режима ШПСГП.
Для практического использования изложенной методики теплового расчёта необходимо знать значения коэффициентов, характеризующих в обеих моделях теплового баланса интенсивность теплообмена рабочих и опорных валков с полосой, охлаждающей жидкостью и окружающей средой: аХр(ар)
Данные о величинах некоторых из этих коэффициентов, мало зависящих от условий работы конкретного стана, имеются в монографиях [35, 45, 52] и справочнике [62]. В частности, для опорных валков, не имеющих собственных коллекторов охлаждения, охлаждаемых за счёт частичного попадания воды, подаваемой на рабочие валки, согласно данным [62], аХоп =1000-2000 Вт/(м2трад); актоп =40 кВт/(м2-град); аокроп -300-500 Вт/(м2трад). Для получения достоверных значений остальных коэффициентов нами разработана процедура адаптации моделей теплового баланса к условиям работы конкретного стана (см. гл. 4). От того, насколько обоснованно выбраны значения указанных коэффициентов, зависит правильность определения параметров системы охлаждения стана, системы профилирования его валков и управления тепловым режимом. При этом важно знать не только реальные значения коэффициентов теплообмена, но и важнейшие факторы, определяющие их изменение во время работы стана.
Широкое распространение при охлаждении валков получил метод подачи воды через брызгальные коллекторы, оснащенные плоскофакельными форсунками. При таком конвективном теплообмене коэффициент теплоотдачи зависит от: - плотности облива (Vu, м3/(ч-м2)) - удельного расхода охладителя подаваемого на единицу площади бочки валка в единицу времени: где Упхлр - суммарный расход охлаждающей воды, подаваемой на рабочие валки клети, м3/с; сръ - угол охлаждаемой части поверхности бочки рабочего валка, рад; Dp - диаметр бочки рабочего валка, м; Ъп - ширина прокатываемой полосы, м; - давления воды, подаваемой через форсунки, установленные с заданным шагом в коллекторах системы охлаждения параллельно осям валков. - скорости потока жидкости на выходе из форсунок, которую при небольших расстояниях от коллектора до валка можно определять по формуле [44]: где Ар - давление в коллекторе; у - плотность воды; ц/ - коэффициент скорости истечения, определяемый опытным путем при испытании форсунок. - температуры и теплофизических свойств жидкости (вязкости, теплопроводности); - конструктивных параметров форсуночной системы охлаждения. Поскольку скорость истечения жидкости из форсунок зависит от её давления в коллекторе (согласно выражению (3.26)), а теплофизические свойства жидкости и конструктивные параметры форсуночной системы охлаждения при установившемся процессе неизменны, то коэффициент теплоотдачи конвективным теплообменом определяется давлением и удельным расходом (плотностью облива) воды.
Экспериментальное определение значений теплофизических коэффициентов, характеризующих в модели интенсивность разных видов теплообмена
С помощью формулы (4.3) можно получить достоверную зависимость а1р от двух основных факторов, определяющих интенсивность охлаждения рабочих валков - плотности облива поверхности бочки (Vu, м3/(ч-м2)) и давления воды, подаваемой через форсунки, установленные с заданным шагом в коллекторах системы охлаждения параллельно осям валков {р,т, ати). Для этого в рабочих клетях чистовой группы ШПСГП «2000» Череповецкого металлургического комбината (ЧерМК) ОАО «Северсталь» выполнили серию измерений температуры валков (сразу после вывалки их из клетей), температуры, расходов и давлений воды (во время прокатки), причём расходы и давления воды варьировали в диапазонах, определяемых параметрами системы охлаждения, создав таким образом базу данных о фактических значениях температур валков и охлаждающей воды, её расходов и давлений. Плотности облива определяли из фактического расхода Voxtp по формуле (3.25). Использованные для адаптации моделей теплового баланса данные технологии прокатки приведены в табл. 4.1, а измеренные или зафиксированные системами контроля параметры теплового режима - в табл. 4.2. Приборы, использованные при измерениях, представлены в таблице 4.3 Подставив в правую часть формулы (4.3) фактические значения всех величин, приведённые в табл. 4.1 и 4.2, получили массив значений а]р , причём каждому из этих значений соответствовали фактические величины Vn и рМ1. ртт = 10 бар - минимальное давление в системе охлаждения. Уравнение (4.9) впервые позволяет определять аХр в диапазонах плотностей облива 50-300 м3/(ч-м2) и давлений охладителя 10-15 бар. Достоверность уравнения подтверждается тем, что среднее расхождение между величинами а]р, вычисленными по формуле (4.3) и по уравнению (4.9), составило 11%. Чистовая группа ШПСГП «2000» оснащена новой системой охлаждения, форсунки и другое оборудование которой разработаны и изготовлены фирмой «Спрейинг Системе». Эта система рассчитана на рабочий диапазон давлений воды 10-15 бар и имеет возможность создавать плотности облива поверхности бочки до 300 м3/(ч-м2).
Значения аХр при таких параметрах форсуночной системы охлаждения в литературе отсутствовали: большинство опубликованных результатов исследований теплообмена валков широкополосных станов относится к форсункам фирмы «Лехлер», рассчитанным на давление охладителя до 3-х бар [35,45,52]. Построенные по уравнению (4.9) зависимости аХр от плотности облива при разных давлениях охладителя показаны на рис. 4.2, а зависимости а]р от давления охладителя при разных плотностях облива - на рис. 4.3. Кроме того, на рис. 4.2 показана зависимость а]р (Vu) для форсунок фирмы «Лехлер» при давлениях воды 2-3 бара. Анализ графиков рис. 4.2, 4.3 позволяет сделать практические выводы о влиянии давления в системе охлаждения и плотности облива поверхности бочки на эффективность охлаждения рабочих валков. Во-первых, увеличение диапазона давлений с 2-3 бар до 10-15 бар обеспечивает повышение максимальных значений аїр в 1,7 раза: с 2300 до 3900 Вт/(м -град). Во-вторых, интенсивность отвода теплоты от валков в наибольшей степени возрастает при увеличении давления до 13 бар и плотности облива поверхности бочки до 220-230 м3/(ч-м2). Дальнейшее увеличение этих параметров почти не влияет на эффективность теплообмена валков с охладителем.
Обработав по формуле (4.7) данные таблиц 4.2 и 4.3, получили усреднённые значения актр для всех клетей чистовой группы стана «2000», приведённые в таблице 4.4. Анализ этих значений показал, что главный фактор, влияющий на величину ahmp в клетях ШПСГП, - уровень контактных сжимающих напряжений между полосой и валками. Как видно из табл. 4.1, величина рср в чистовой группе стана «2000» возрастает от 6-й к 12-й клети с 218 до 902 МПа, т.е. почти в 5 раз, вызывая соответствующий рост интенсивности контактного теплообмена. Статистически обработав данные табл. 4.1 и 4.4, впервые получили линейное регрессионное уравнение для определения ашр, которое можно рекомендовать к использованию в тепловых расчётах рабочих клетей ШПСГП с диапазоном значений рср = 200-1000 МПа: где рср и!„, = 200 МПа - минимальное значение рср. Достоверность уравнения (4.10) характеризуется тем, что максимальное расхождение между значениями аир, рассчитанными с помощью этого уравнения и приведёнными в табл. 4.4, составляет 18,7%, а среднее расхождение 6,5%. Для использования выражения (4.8) при определении параметра к, помимо данных измерений, необходимо знать величину ка. По физическому смыслу коэффициенты к и ка не зависят друг от друга, поэтому достаточно вычислить по формуле (4.8) значение к в каждой рабочей клети при какой-то одной известной величине ка. Учитывая, что при максимальной интенсивности охлаждения валков (когда плотность облива VU 2\Q м3/(ч-м2), рихл =14-15 ати) а\Р =а\р.т =3900 Вт/(м -град), величина ка минимальна, её можно принять равной: kamia =1,04...1,05. Согласно таблице 4.2, эти условия охлаждения выполняются при прокатке по режимам №№ 4, 5, 6, 11, 16, 17, 18.
Определив для этих режимов значения к и проанализировав их, установили, что для расчёта этого коэффициента можно использовать эмпирическое выражение: гДе К г,аз =1000 С - базисная температура полосы. Величины к, вычисленные по формулам (4.8) и (4.11), для указанных шести режимов имеют среднее расхождение 2,5 %, максимальное — 5,7 %. Полученные в процессе адаптации моделей теплового баланса эмпирические выражения (4.9), (4.10), (4.11) для определения теплофизических коэффициентов аХр, актр, к дают возможность использовать изложенную методику для расчёта средних температур рабочих валков в функции всех возмущающих факторов технологии, конструктивных параметров стана и управляющих воздействий системы охлаждения.
Похожие диссертации на Исследование теплового режима валков широкополосных станов горячей прокатки и его влияния на поперечный профиль горячекатаных полос
