Содержание к диссертации
Введение
1 Состояние вопроса и задачи исследования 10
1.1 Плакирование листовых заготовок 10
1.2 Способы и установки для литейного плакирования 16
1.3 Тепловые и физические процессы, протекающие при взаимодействии основного и плакирующего металлов 25
1.4 Математическое моделирование теплообменных процессов при плакировании намораживанием 34
1.5 Выводы по главе и постановка задач исследования 35
2 Экспериментальное исследование процесса плакирования намораживанием 36
2.1 Исследование динамики намораживания и плавления плакирующего слоя 36
2.1.1 Экспериментальная ванна для изучения динамики формирования плакирующего слоя 36
2.1.2 Методика эксперимента 37
2.2 Анализ общих закономерностей формирования плакирующего слоя полосы-основы на основании результатов опытов 39
2.3 Обоснование возможности вторичной кристаллизации пленки расплава на поверхности извлекаемой полосы 43
2.4 Качество опытных заготовок 52
2.5 Выводы по главе 60
3 Разработка математической модели тепловых процессов при плакировании 63
3.1 Математическая модель 63
3.2 Вывод углового коэффициента излучения от поверхности мениска металла в ванне на единицу площади плакированной полосы 71
3.2.1 Новый подход к определению элементарного углового коэффициента излучения между стенками длинных каналов {двухмерный случай излучения) 71
3.2.2 Расчет удельного теплового потока на плакированную полосу со стороны мениска металла 77
3.3 Разработка приближенной модели 80
3.4 Тестирование математической модели 87
3.5 Выводы по главе 92
4 Исследование процесса и разработка методики расчета основных конструктивных и технологических параметров опытно-промышленной установки для непрерывного плакирования намораживанием 94
4.1 Исследование закономерностей тепловых процессов при плакировании намораживанием 94
4.1.1 Предварительное исследование процесса намораживания и плавления при плакировании 94
4.1.2 Исследование влияния технологических параметров на динамику намораживания и плавления слоя нержавеющей стали на полосе 108
4.1.3 Обобщение результатов моделирования 112
4.2 Обоснование мощности индуктора для компенсации потерь тепла от ванны с расплавом 115
4.3 Выводы по главе 119
Заключение 121
Литература 124
Приложения 136
- Тепловые и физические процессы, протекающие при взаимодействии основного и плакирующего металлов
- Анализ общих закономерностей формирования плакирующего слоя полосы-основы на основании результатов опытов
- Вывод углового коэффициента излучения от поверхности мениска металла в ванне на единицу площади плакированной полосы
- Обоснование мощности индуктора для компенсации потерь тепла от ванны с расплавом
Введение к работе
Развитие металлопотребляющих отраслей промышленности предопределило значительный рост требований к качеству металлопродукции, улучшению свойств металла. Особенно актуальными становятся задачи продления срока службы металлопродукции, экономии дорогостоящих цветных и легирующих металлов.
Получение многослойных заготовок позволяет использовать главное преимущество плакированного металла — возможность сочетания в нем различных эксплуатационных свойств.
Особенно актуальной на протяжении последних лет является задача получения коррозионностойких плакированных заготовок, которые все шире используются вместо дорогостоящих нержавеющих сталей. В Российской Федерации разработано около 50 сочетаний основного и плакирующего металлов, где в качестве основного слоя используются углеродистые стали, а покрытием служат различные марки легированных сталей.
Существующие операции получения многослойных заготовок (такие как: совместная прокатка, наплавка, диффузионная сварка, электрохимическое нанесение покрытия) позволяют добиться удовлетворительного уровня свариваемости сталей, придать плакированным соединениям необходимые рабочие характеристики.
Однако существующие методы плакирования, как правило, связаны с
увеличением затрат на подготовительном этапе производства (например,
деформационные способы), сложной обработкой поверхностей контакта
заготовки, сборкой составляющих в пакеты и наличием промежуточных
слоев из дорогостоящих цветных металлов. Другие технологии (сварка
взрывом) позволяют получить многослойные композиции лишь с
ограниченными геометрическими размерами. При наплавке,
электрохимическом нанесении покрытий заметно увеличивается расход плакирующих составляющих процесса.
Недостатком существующих технологий можно признать и необходимость дальнейшей обработки уже полученных плакированных заготовок, так как многослойные композиции, во многих случаях, далеки от требований, предъявляемых к конечным размерам металлопродукта.
Литейные способы плакирования позволяют использовать в качестве основы углеродистую сталь, прошедшую прокатный передел (например, методы непрерывного литья заготовок), а следовательно покрытие может наноситься на заготовки конечных размеров.
Как правило, в таких случаях используется хорошо зарекомендовавшая себя схема: «жидкое — твердое - жидкое», где в качестве подложки используется углеродистая сталь, обеспечивающая прочностные свойства металла, а покрытие наносят расплавом легирующих марок стали, придающих заготовке специальные свойства (коррозионностойкость, жаропрочность и т.д.).
Непрерывные методы плакирования выгодны тем, что в них используются известные технологии производства листовых заготовок (разливка металла на машинах непрерывного литья заготовок, в роликовые водоохлаждаемые кристаллизаторы). Определенными недостатками этих способов являются трудности подвода жидкого металла в кристаллизатор (особенно по схеме «жидкое - твердое - жидкое», где основной слой кристаллизируется между твердыми плакирующими составляющими заготовки) и удержание жидкого металла в области кристаллизации. Методы намораживания жидкого металла на стальную подложку, определенно, упрощают технологическую схему процесса литейного плакирования. Кристаллизация покрытия в этих случаях происходит при перемещении ленты или полосы через емкость с плакирующим расплавом. Таким образом, может осуществляться, как одностороннее, так и двухстороннее нанесение покрытия в результате протекания в объеме сварочной ванны кристаллизационных, диффузионных и иных процессов.
Вне зависимости от способа подвода ленты (вертикальный, горизонтальный), такие технологии позволяют получать многослойные заготовки с тонким слоем покрытия. Однако, использование в качестве составляющих заготовки различных марок стали вызывает определенные трудности, связанные со свариваемостью металлов и стабильностью механических свойств заготовок. Эти трудности возникают по причине отсутствия представлений о теплообменных процессах, происходящих при формировании плакирующего слоя, а также параметрах процесса, при которых обеспечивается хорошая свариваемость плакирующего слоя и полосы-основы и стабильность механических свойств.
Экспериментальному и теоретическому изучению теплообменных процессов при плакировании намораживанием посвящены работы Шестакова Н.И., Гарбера Э.А., Лепехина А.А., Гончарского А.А. и др. опытно-промышленное опробование установки для плакирования, предпринятое коллективом этих авторов, выявило ряд вопросов конструктивного и технологического характера, которые помешали продолжению работы.
Для решения этих вопросов возникает необходимость в более глубоком исследовании закономерностей теплообмена при плакировании полосы методом непрерывного намораживания.
Исследования проводили с использованием опытной ванны с расплавом нержавеющей стали в литейной лаборатории ОАО «Северсталь» и путем испытания плакированных образцов на изгиб, прочность и пластичность, анализа макро- и микроструктуры образцов в лабораториях ЧГУ и ОАО «Северсталь».
Теоретические исследования выполняли на кафедре металлургических технологий ЧГУ с помощью разработанной математической модели теплообменных процессов при формировании плакирующего слоя.
Изложенные в диссертации материалы являются результатом исследований, выполненных автором во время обучения в аспирантуре и
7 научно-исследовательской работы па кафедре металлургических технологий в период 1990-2005гг.
Автор пользуется случаем выразить глубокую благодарность доктору технических наук З.К. Кабакову и доктору технических наук Н.И. Шестакову за научное руководство и консультации при выполнении настоящей работы, сотрудникам кафедры «Металлургических технологий» ЧГУ, а также сотрудникам литейной лаборатории ОАО «Северсталь» за помощь при выполнении экспериментальных работ.
Настоящая работа содержит 145 страниц печатного текста, включая 145 страниц текста, 53 рисунка, 10 таблиц и 3 приложения.
Цель работы: экспериментальное и теоретическое исследование тепломассообменпых процессов, протекающих при литейном плакировании металлов, и разработка на этой основе методики определения основных технологических и конструктивных параметров установки для плакирования, обеспечивающих получение стабильных и высоких механических свойств получаемых заготовок. Научная новизна работы.
Разработано математическое описание тепловых процессов в полосе и расплаве в процессе плакирования, в котором учтены: теплообмен в контакте «полоса - расплав»; свободная конвекция расплава в ванне; индукционный подогрев расплава; теплообмен между плакированной полосой, извлекаемой из расплава, и мениском расплава; процессы затвердевания металла полосы и расплава.
Разработан метод определения угловых коэффициентов для двумерного случая теплового излучения между поверхностью полосы и мениском расплава. Получены формулы для определения угловых коэффициентов излучения.
Определены методом размерностей критерии подобия процесса намораживания и плавления слоя расплава, при которых происходит подогрев полосы до температуры начала затвердевания расплава.
Выполнено обобщение результатов исследования и получена связь между критериями подобия, отражающая внутреннюю сущность процесса. Практическая ценность.
Сформулирован косвенный критерий качества плакированной полосы, выполнение которого в процессе плакирования обеспечивает получение полос с удовлетворительным уровнем свариваемости и прочности. Для выполнения критерия качества необходимо плакирование осуществлять с выдержкой, при которой имеет место вторичная кристаллизация плакирующего расплава на полосе.
Определена последовательность разработки конструктивных и технологических параметров основных узлов опытно-промышленной установки непрерывного плакирования полосы. Выведена приближенная формула для расчета мощности подогревающего индуктора, обеспечивающей стабильную температуру в процессе плакирования. Разработаны номограммы для определения скорости протягивания полосы через расплав для различной толщины полосы, температуры полосы и температуры расплава.
Методы исследований. Экспериментальные методы изучения динамики намораживания слоя плакирующего металла на полосе, прочностных и пластичных характеристик плакированных полос на машине EDZ-2000 и макро- и микроструктуры образцов на микроскопе МИМ-7, метод математического моделирования теплообменных процессов в системе «полоса— расплав».
Реализация результатов исследований. Результаты теоретических и экспериментальных исследований, а также опытная установка для получения плакированных листовых заготовок прошли проверку на ОАО «Северсталь» и переданы для практического использования.
9 Достоверность полученных результатов и выводов, сделанных на их основе подтверждается проведенными экспериментами и проверкой разработанной математической модели на адекватность. Апробация работы и публикации. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на: -Ни III международных научных конференциях «Информационные технологии в производственных, социальных и экономических процессах», Череповец, 1999, 2001 гг.
Между народ ной научно-технической конференции «Энергосберегающие технологии в теплоэнергетических системах», Вологда, 2001 г.
IV межвузовской конференции молодых ученых, Череповец, 2003 г.
Общероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука -региону», Вологда, 2003 г.
- IV международной научно-технической конференции, посвященной 120-летию академика И.П.Бардина «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства», Череповец, 2003 г. По теме диссертации опубликовано 9 печатных работ.
10 1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ
Тепловые и физические процессы, протекающие при взаимодействии основного и плакирующего металлов
Все многообразие сварочных процессов, способов и приемов преследует по существу одну цель: создание условий для сцепления поверхностных частиц соединяемых металлов [5, 6, 13, 17, 103]. Под свариваемостью понимают способность металла или стали к сварке, т.е. возможность получения неразъемного соединения двух компонентов [2, 5, 6, 20]. Остановимся на наиболее важных, с точки зрения получения качественного плакированного соединения, теплофизических факторах процесса плакирования.
Одним из них является температура нагрева металла. Ее повышение приводит к увеличению скорости диффузии, активированные атомы получают способность диффундировать через окисный слой, образующийся на твердой составляющей заготовки [6, 20, 103]. Это способствует расширению зоны соединения металлов. В работе [2] рекомендуется нагрев твердых составляющих перед операцией литейного плакирования до t" = (0,75-0,80) f;r, для основного металла. Возможен и естественный нагрев плакирующего покрытия теплотой жидкого металла. В этом случае имеется возможность удаления окисных соединений с поверхности контакта литейным методом [3, 20, 26, 303]. Это исключает операции, связанные с предварительной обработкой контактирующих поверхностей (нанесением на них лако-смолянных покрытий) [1, 20, 26].
Важным критерием, влияющим на свариваемость металлов при плакировании, является характер подачи струи жидкого металла. Исследования показали, что одной из главных причин расслоения плакированного соединения служат эндогенные и экзогенные частицы, поступающие вместе со струей жидкого металла на границу контакта компонентов [7, 20]. В этих целях рекомендуется применять защиту струи металла от вторичного окисления [3, 6, 7, 20, 103]. В работе [3] отмечается, что оптимальный угол раскрытия струи должен составлять 45, что позволяет подплавить поверхностный слой твердого металла.
Для улучшения условий свариваемости сталей со значительным отличием температур плавления практикуется механическая или электрохимическая обработка поверхности более тугоплавкого металла. Возможно нанесение на его поверхность массы, содержащей активные химические элементы: бор, кремний, углерод [23, 103]. В качестве защиты контактных поверхностей от вторичного окисления применяются флюсы на основе буры, криолита, графита, силико-калыдия, либо шлаки на основе борного ангидрида [5 - 7, 20].
Таким образом, существует довольно много предложений, направленных на улучшение свариваемости металлов. Вопрос о предпочтении того или иного метода должен решаться применительно к конкретным условиям, исходя из выбранного способа плакирования, номенклатуры свариваемых сталей.
В зависимости от технологии плакирования сцепление на участке контакта между компонентами может возникнуть в твердой и жидкой фазах, а также при сваривании металлов, находящихся в различных агрегатных состояниях [3, 25, 104, 105]. Сварка металлов в твердом состоянии является сложным механическим и физико-химическим процессом, который для удобства разделяют на несколько этапов: физическую адсорбцию, т.е. образование контакта между фазами; химическое взаимодействие — активизацию атомов поверхности и трансляцию связей через межфазную поверхность контакта; диффузию - перенос вещества через поверхность соединения с соответствующими изменениями его свойств и структуры [3, 5, 20,35, 104].
Обычно при изучении процесса соединения компонентов в твердом состоянии ограничиваются рассмотрением вопроса топографии (рельефа) контактирующих поверхностей, которая характеризуется кривой опорной поверхности и указывает на распределение неровностей поверхности металла по высоте профиля [3, 6, 103]. Поэтому первоначальный контакт компонентов осуществляется на отдельных малых площадках, сумма которых образует фактическую площадь контакта, составляющую, как правило, 0,01 -и 0,1 % возможной [1, 19, 20]. Такие площадки группируются на вершинах волн, вследствие шероховатости поверхности твердых компонентов. Так, при операциях холодного плакирования сцепление металлов обуславливается явлением схватывания, которое является результатом образования металлических связей между атомами ювенальных (свободных от окисных и других адсорбированных пленок) поверхностей при их сближении, когда под воздействием пластической деформации происходит симметричное разрушение приконтактных слоев, образование сетки микротрещин, в которые выдавливается чистый металл [2, 9, 12].
В [3, 20, 35] отмечается, что при сваривании однородных металлов образуется граница раздела, аналогичная по своему строению межзеренным границам в чистых пол и кристаллических металлах и сплавах. В случаях соединения разнородных металлов при условии, исключающих протекание диффузии в зоне контакта, наблюдается граница раздела, подобная межфазным границам в эвтектиках [1, 5, 20, 35, 103]. В силу первоначально малых величин контурной площади, на которой осуществляется схватывание металлов, возможно наличие некоторого объема межконтактного пространства, не заполненного металлом, что может привести к появлению несплошностей в сварном соединении [100, 101]. Поэтому для получения прочного сцепления компонентов необходима определенная степень деформации, величина которой зависит от механических свойств металлов, условий их деформирования, состояния контактных поверхностей [12, 18, 101,102].
Важными факторами, влияющими на свариваемость металлов (прочность сцепления), являются выдержка между операциями подготовки контактных поверхностей и плакированием, температура разогрева подката после совместной деформации [3, 4, 9]. Исследования показали, что уменьшение межоперационного времени и увеличением температуры подката положительно сказывается на прочности плакированного соединения металлов [12, 26]. Для технологии производства плакированных металлов рекомендуется предварительная обработка контактных поверхностей заготовок с применением фрезерования, шлифования, травления, обработка на дробометной установке [103 - 105, 106].
Анализ общих закономерностей формирования плакирующего слоя полосы-основы на основании результатов опытов
Эту кривую можно условно разделить на 5 стадий, каждая из которых характеризуется своим диапазоном (или значением) времени выдержки полосы в расплаве. Если бы полоса протягивалась через расплав высотой Н, то каждому значению времени выдержки / соответствовала скорость протягивания полосы и согласно формуле t = —. Другими словами, все указанные стадии соответствуют конкретному диапазону (или значению) скорости протягивания. На рис. 2.2. представлена предполагаемая динамика толщины плакирующего слоя в процессе протягивания полосы через расплав при различных скоростях протягивания (или различных значениях времени выдержки полосы в расплаве, выбранных на указанных стадиях (рис. 2.1). - полоса-основа, 2 - плакирующий слоя, 3 - расплав, 4 — мениск расплава, 5 - фронт кристаллизации, S - исходная толщина, 5а - конечная толщина плакированной полосы. Первая стадия характеризуется самыми небольшими значениями времени выдержки. При увеличении времени выдержки на этой стадии толщина покрытия в процессе движения основы в расплаве увеличивается. Конечная толщина плакирующего слоя возрастает до максимального значения єм, имеющего место при /,. Максимальная толщина покрытия на этой стадии в экспериментах составила 1 - 7 мм в зависимости от толщины олосы, начальной ее температуры и температуры расплава. Динамика роста покрытия в процессе движения основы в расплаве на этой стадии соответствует схеме на рис. 2.2 а. Такой характер формирования покрытия можно объяснить, привлекая условие Стефана в форме: где qw - удельный поток от фронта кристаллизации в твердую корку, дж поток тепла от расплава к фронту, L - теплота кристаллизации, скорость перемещения фронта кристаллизации. Из формулы (2.1) следует, что при qw q}K — 0 и толщина "покрытия будет возрастать.
Таким образом, на" первой стадии, пока не прогрелась основа, тепловой поток к ней (дт) превышает тепловой поток, поступающий к фронту кристаллизации от перегретой жидкой фазы (дж). При (=/, имеет место максимальная толщина покрытия. При этом pi—= чтв Яж =0 т-е- покрытие перестает нарастать. На второй стадии при t tx толщина покрытия в диапазоне времени /„, t г, начинает уменьшаться. В этом случае, в результате прогрева основы поток qw в основу уменьшается и становится меньше дж, т.е. Чти Чж 0- — 0, и покрытие начинает плавиться (рис. 2.2 Ь). На первой и второй стадиях расплав наблюдается на покрытии, образуя мениск (рис. 2.2 а, 2.2 Ь). Это явление имеет место, т.к. смачивание расплавом покрытия из металла почти идеально, т.е. угол смачивания 0 0. На третьей стадии выдержки / = /: покрытие все расплавилось, поверхность покрыта окислами и не смачивается расплавом, поэтому мениск расплава имеет вид, показанный на рис. 2.2 с. На четвертой стадии в результате увеличения продолжительности пребывания в расплаве полосы, в частности, при непосредственном контакте «горячей» полосы с расплавом, пленка окислов на поверхности полосы растворяется и не препятствует диффузии легирующих элементов нержавеющей стали в основу и увеличению смачиваемости поверхности полосы (рис. 2.2 d). Увеличение смачиваемости приводит к появлению пленки расплава на поверхности полосы, которая кристаллизуется на определенной высоте от поверхности расплава. Максимальная толщина покрытия при вторичной кристаллизации составила 10 - 30 мкм в зависимости от условий эксперимента. Такая «вторичная» кристаллизация происходит за счет того, что поток тепла, имеющий место при небольшом градиенте температуры в основе, начинает превышать поток тепла с внешней поверхности основы. Этот факт связан с тем, что основа выходит из расплава и цж в условии (2.1) изменяется на поток излучения от поверхности расплава. К концу четвертой стадии qT -» 0 и начинается подплавление (растворение) основы, но результаты подплавления не превышают толщины покрытия, образующегося за счет вторичной кристаллизации, поэтому конечная толщина полосы 5а S, где S - начальная толщина полосы. И наконец, на пятой стадии при t = t2 основа имеет равномерную температуру, т.е. qr = 0, и прогревается настолько, что теряет прочность и начинаются обрывы (рис. 2.2 е) при ее извлечении. Критическое время выдержки составляет 2 - 25 с в зависимости от условий эксперимента (перегрева расплава, толщина полосы и ее начальной температуры). Таким образом, в результате экспериментального исследования установлено явление вторичной кристаллизации плакирующего расплава на полосе. Как будет показано далее в п. 2.3, на стадии вторичной кристаллизации получается самое прочное покрытие полосы плакируемым металлом. Результаты экспериментов использованы при проверке адекватности и адаптации математической модели формирования плакирующего покрытия (гл. 4).
Вывод углового коэффициента излучения от поверхности мениска металла в ванне на единицу площади плакированной полосы
Для решения задачи тепопроводности в плакированной полосе, извлекаемой из расплава, необходимо знать распределение удельного теплового потока по высоте полосы, который она получает излучением от всей поверхности. Учитывая, что наибольшее взаимодействие излучением полосы и расплава происходит вблизи выхода полосы из ванны, примем, что ширина полосы и ванны имеют значительную протяженность. В этом случае, можно рассматривать процесс излучения только в поперечном сечении двухграипого угла, образованного полосой и мениском или двухмерный вариант излучения.
Аналогичная проблема возникает также при решении задачи теплопроводности в роликах поддерживающей проводки машины непрерывного литья слябовых заготовок, а также в ваннах прокатных листовых станов. Для решения задачи определения удельного потока тепла излучения на поверхности, падающего с другой поверхности, известно два метода.
В первом методе используют известную формулу для элементарного углового коэффициента, полученного в трехмерном варианте излучения, затем определяют угловой коэффициент путем интегрирования по площади излучающей поверхности. Далее выполняют предельный переход по координате, которая направлена вдоль канала [112].
Во втором методе — методе поточной алгебры Поляка Г.Л. угловые коэффициенты определяются только для полных поверхностей тел, Величину локального теплового потока этим методом не получить.
Для облегчения сравнения результатов для трехмерного и двухмерного излучения приведем вывод основных формул для трехмерного случая теплообмена излучением. Известна полная математическая формулировка закона Ламберта для черного излучения площадки dF} в пределах телесного угла dQ[ [112]: где Bo - энергетическая яркость интегрального излучения, at - угол от нормали к площадке dF\ до направления излучения.
Выражение (3.17) используется для определения количества энергии, посылаехмой площадкой dF\ на произвольно расположенную площадку dF2 где Ео - плотность излучения черного тела, остальные обозначения приведены на рис. 3.7. Рис. 3.7. Схема расположение площадок dF/ и dF2. Величины Е0 и где к - размерная величина, измеряемая в стерадианах. Выражение (3.18) представляют в виде: называют элементарным угловым коэффициентом переноса диффузного излучения от элементарной площадки dFs на площадку dF2. Выражение для элементарного углового коэффициента получено для случая распределения лучистой энергии в трехмерном пространстве.
Выведем формулу для определения элементарного углового коэффициента для двумерного случая теплообмена излучением [114], используя закон Ламберта (3.17). Найдем связь между яркостью В0 и плотностью излучения Еп. Считаем, что в двумерном случае яркость постоянна в любом направлении а в произвольно выбранной плоскости, нормальной к обеим рассматриваемым поверхностям (рис. 3.8). Определим величину: Полученное выражение совпадает с известным решением (3.27).
Итак, в данной работе впервые получены формулы для определения угловых коэффициентов переноса лучистой энергии между стенками канала бесконечной длины (двумерный случай переноса).
При формализации процесса принято, что полоса находится на одинаковом расстоянии от стенок ванны и представляет собой пластину. В этом случае достаточно рассмотреть сначала теплообмен излучением между двумя параллельными плоскостями, точнее между зеркалом расплава шириной / и полоской шириной Дг на основе. На рис 3.11 представлена схема к расчету углового коэффициента излучения с поверхности 7-І на элемент di 1 (в дальнейшем величина 1 опускается). Для расчета используем формулу для определения элементарного углового коэффициента, выведенную в п. 3.2.1.
Обоснование мощности индуктора для компенсации потерь тепла от ванны с расплавом
Ванна перед заливкой металла подогревается горелкой, в которой сжигается природный газ. При этом температура шамотной футеровки после выравнивания достигает 700 С. Температура поверхности кожуха не превышает в процессе плакирования 200 С. После заливки расплава начинается прогрев футеровки при температуре внутренней поверхности футеровки, равной температуре расплава. В результате этого температура расплава будет снижаться. Кроме этого, тепло расплава затрачивается на подогрев ленты от ее начальной температуры ликвидуса расплава. Таким образом, мощность индуктора должна быть такой, чтобы компенсировать эти потери тепла с учетом потерь мощности на стенках немагнитного кожуха. Для расчета мощности индуктора, оценим в первую очередь потери тепла расплава на прогрев футеровки и подогрев ленты. Составим баланс тепла в ванне в произвольный момент времени / за промежуток времени Л/. На рис. 4.19 показана схема потоков тепла в четверти ванны, которая была выбрана в связи с симметричным охлаждением ванны по узким и широким сторонам. Уменьшение энтальпии в четверти ванны расплава за промежуток времени А/ происходит за счет потерь тепла через крышку, узкие и широкие стороны и днище ванны и на подогрев полосы: где с,, и рг - теплоемкость и плотность расплава нержавеющей стали; с„ и / л - теплоемкость и плотность материала полосы, а - толщина, b - ширина, h -высота расплава, S - толщина полосы, ап - ширина полосы, и - скорость вытягивания полосы. Мощность индуктора без учета потерь на преодоление электромагнитным полем немагнитных стенок кожуха и допущении, что Чу = чи = чк = ч у составит: Величину qK? с учетом замкнутости пространства под крышкой и низкой теплопроводности стенок этого пространства можно представить в виде: Здесь: Т,„, - температура ликвидуса расплава, Тшр - температура внешней поверхности крышки, Тп, - температура воздуха,
Топ - начальная температура полосы. Величина q определяется периодом работы футеровки. После заливки расплава наступает период аккумуляции тепла футеровкой в процессе ее нагрева. В течение этого периода q определяется по формуле, выведенной в Приложении где сф, рф, аф - теплоемкость, плотность и теплопроводность кирпича X футеровки, а = —-— - температуропроводность кирпича футеровки, Т(№ СФ РФ температура футеровки перед заливкой, t - время, отсчитываемое от заливки расплава, є - глубина распространения теплового воздействия расплава в футеровку. После распространения теплового воздействия на всю толщину футеровки (" = S) быстро наступает вторая стадия работы футеровки, при которой устанавливается почти линейное стационарное распределение температуры по толщине кирпича и асбестового листа. В этом случае величина q определяется по формуле: Здесь: ак - коэффициент теплоотдачи от кожуха к окружающей среде, /ф, !а толщина кирпичной футеровки и листа асбеста, Хф, Ха - теплопроводность материала футеровки и асбеста, /, = - продолжительность первого периода.
Определение мощности индуктора по формулам (4.8) - (4.10) позволит поддержать стабильную температуру расплава с учетом различных 118 периодов работы футеровки и повысить стабильность процесса плакирования. Результаты исследований, представленные в виде номограмм (рис. 4.14 - 4.16) и критериальной зависимости (рис. 4.17), а также методика расчета мощности подогревающего индуктора позволяют наметить последовательность разработки исходных данных к проектированию опытно-промышленных установок и режимов их работы: 1. Определение требований к: - размерам полосы, ее марки стали, - материал плакирующего слоя, производительность установки (скорость вытягивания). 2. Определение величины подогрева полосы, температуры расплава, высоты ванны (рис. 4.14 —4.17). 3. Выбор размеров ванны, материала и толщины футеровки. 4. Расчет мощности индуктора и уточнение размеров ванны, материала и толщины футеровки. 1. Проведено исследование закономерности формирования тепловых процессов при плакировании полосы и установлены закономерности влияния различных параметров на теплофизические характеристики. Установлено, что процесс получения плакирующего слоя состоит из двух этапов: резкого увеличения толщины покрытия и постепенного оплавления закристаллизовавшегося на полосе слоя металла. С увеличением толщины полосы-основы увеличивается максимальное значение намороженного слоя и общая продолжительность процесса намораживания и плавления. Выявлена закономерность, что максимальная толщина намороженного слоя увеличивается пропорционально увеличению толщины полосы, а продолжительность процесса плакирования — квадрату толщины полосы. Предварительный нагрев полосы в целом не изменяет характер развития процессов намораживания и плавления.
С увеличением температуры расплава уменьшается максимальная толщина намороженного слоя, а также время, необходимое для полного расплавления закристаллизовавшегося металла. Выполнена проверка адекватности на основе экспериментальных данных. 2. Разработаны номограммы для определения скорости протягивания полосы через расплав для трех размеров толщины полосы при различных значениях перегрева расплава и температуры предварительного нагрева полосы. 3. Выполнено обобщение результатов исследования на основе выведенных с применением теории размерностей критериев подобия. 4. Получена формула для расчета мощности подофевающего индуктора с учетом потерь тепла расплавом через футеровку и крышку ванны, а также производительности процесса плакирования. 5. Определена последовательность разработки исходных данных к проектированию опытно-исследовательской установки непрерывного плакирования полосы намораживанием.
