Содержание к диссертации
Введение
1 Общая характеристика проблемы оценки технологических параметров производства слябов на линии «мнлз-нагревательная печь» 11
1.1 Анализ методов, моделей и алгоритмов обработки информации для оценки параметров теплового состояния стальных слябов 11
1.1.1 Моделирование затвердевания стальных слябов 11
1.1.2 Моделирование теплообмена на поверхности сляба в кристаллизаторе МНЛЗ 18
1.1.3 Моделирование теплообмена на поверхности сляба в ЗВО МНЛЗ .22
1.1.4 Моделирование теплообмена на поверхности сляба при термостатировании и нагреве в методической печи 28
1.2 Характеристика режимов охлаждения и нагрева слябов на линии «МНЛЗ – нагревательная печь 35
1.2.1 Технология производства слябов на линии «МНЛЗ - прокатный стан» 35
1.2.2 Режимы затвердевания и охлаждения слябов в МНЛЗ .38
1.2.3 Режимы термостатирования и нагрева слябов
и оптимизация тепловой работы нагревательных печей 44
1.2.4 Технологии получения проката на литейно-прокатных модулях 48
1.3. Определение требований к математическому обеспечению системы оценки технологических режимов производства слябов 51
1.4. Выводы по главе 54
2 Математическое обеспечение системы оценки технологических параметров при охлаждении, термостатирования и нагрева слябов 57
2.1 Системная модель оценки технологических параметров производства слябов на линии «МНЛЗ - нагревательная печь» .57
2.2 Математическая модель охлаждения, термостатирования и нагрева сляба линии «МНЛЗ - нагревательная печь».. 62
2.2.1 Математическая модель охлаждения и затвердевания сляба в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения МНЛЗ 62
2.2.2 Математическая модель охлаждения сляба в зоне воздушного охлаждения МНЛЗ и при термостатировании 69
2.2.3 Математическая модель нагрева слябов в методической печи 73
2.2.4 Оценка средней энтальпии и температуры сляба .77
2.3 Метод оценки теплового состояния сляба по тепловому балансу МНЛЗ 79
2.3.1 Тепловой баланс криволинейной ролико-форсуночной МНЛЗ .79
2.3.2 Оценка потоков теплоты, отводимой паровоздушной смесью и неиспарившейся водой в ЗВО МНЛЗ 83
2.3.3 Оценка погрешности определения статей теплового баланса .87
2.4 Функциональная модель системы оценки технологических параметров производства слябов на линии «МНЛЗ - нагревательная печь» 93
2.5 Выводы по главе 97
3 Алгоритмическое обеспечение системы оценки технологических параметров при охлаждении, термостатирования и нагрева слябов 98
3.1 Алгоритмы оценки параметров теплового состояния сляба 98
3.1.1. Система конечно-разностных уравнений для оценки параметров теплового состояния сляба в МНЛЗ и термостате 98
3.1.2 Алгоритм оценки параметров теплового состояния сляба в МНЛЗ и термостате 102
3.1.3 Алгоритм оценки параметров теплового состояния сляба в нагревательной печи .106
3.2. Тестирование алгоритмов оценки теплового состояния сляб .110
3.3. Алгоритм оптимизации режимов охлаждения, термостатирования и нагрева слябов на линии «МНЛЗ – термостат – печь» 118
3.4. Выводы по главе 124
4 Результаты экспериментальной проверки системы оценки технологических параметров при охлаждении, термостатирования и нагрева слябов 125
4.1 Основные функциональные элементы и блоки системы оценки технологических параметров производства слябов. 125
4.2 Методика настройки алгоритмического обеспечения 129
4.3 Исследование алгоритмов оценки параметров теплового состояния сляба 131
4.4. Исследование алгоритма оптимизации режимов охлаждения, термостатирования и нагрева стальных слябов 144
4.5 Перспективы применения системы оценки технологических параметров производства слябов... 148
4.6 Выводы по главе 150
Заключение 151
Список литературы
- Моделирование теплообмена на поверхности сляба при термостатировании и нагреве в методической печи
- Математическая модель охлаждения, термостатирования и нагрева сляба линии «МНЛЗ - нагревательная печь»..
- Алгоритм оценки параметров теплового состояния сляба в МНЛЗ и термостате
- Исследование алгоритма оптимизации режимов охлаждения, термостатирования и нагрева стальных слябов
Введение к работе
Актуальность темы. Себестоимость производства стального проката в значительной мере определяется энергетическими затратами на всех этапах металлургического производства. Прокатное производство является достаточно энергоемким, поскольку нагревательные печи, где производится нагрев металла перед прокаткой, потребляют большие количества высококачественного топлива (природный газ и т.п.). Потребление топлива в прокатных цехах по теплоте сгорания составляет примерно 15 % от всего количества топлива, сжигаемого на металлургическом комбинате с полным циклом. На минизаводах, где сталь выплавляется в электропечах, прокатное производство является основным потребителем топливных энергоресурсов.
В настоящее время на металлургических комбинатах жидкая сталь разливается преимущественно на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Высокотемпературные стальные слябы, выходящие из машины непрерывного литья заготовок, имеют среднемассовую температуру более 1000 С и содержат значительное количество физической теплоты. При отсутствии поверхностных дефектов (трещин и т.п.) горячие слябы можно сразу загружать в нагревательные печи прокатного производства, осуществляя так называемый горячий посад, тем самым повышая производительность печей и снижая удельный расход топлива в печах. В последнее время, на некоторых отечественных комбинатах начали применять горячий посад слябов, однако, режимы нагрева таких слябов в печах не отработаны, и далеки от совершенства. В большинстве же случаев горячие слябы после МНЛЗ поступают сначала на холодный склад, где производится диагностика дефектов на поверхности слябов и их зачистка. На складе слябы охлаждаются, часто до температуры окружающей среды, и в методические печи прокатных станов они поступают в холодном состоянии, из которого их нужно нагреть перед прокаткой до среднемассовой температуры 1200^1250 С.
В научно-технической литературе имеется большое количество работ, посвященных режимам затвердевания и охлаждения слябов и оценке их теплового состояния в МНЛЗ, например, работы Д.П. Евтеева, А.Д. Акименко, Е.М. Китаева, А.И. Вейника, В.А. Емельянова, Ю.А. Самойловича, Б.Т. Борисова, В.А. Ефимова, В.А. Журавлева, З.К. Кабакова, А.И. Цаплина, Н.И. Шестакова, СВ. Лукина и др. Также имеется много работ, где исследуются режимы нагрева слябов и оценка их теплового состояния в нагревательных печах, например, работы М.А. Глинкова, Б.С. Мастрюкова, В.А. Кривандина, Л.А. Бровкина, В.В. Бухмирова, В.А. Арутюнова, А.Н. Лебедева, В.Л. Гусовского, Бровкина В.А, Е.И. Казанцева, А.К. Соколова, М.Л. Германа, и др.
Чтобы эффективно использовать физическую теплоту слябов, нужно уметь определять их тепловое состояние на выходе из МНЛЗ, и далее, на всех этапах термостатирования и нагрева, вплоть до поступления на прокатный стан. В настоящее время есть методы, позволяющие определять тепловое состояние сляба на отдельных этапах его тепловой обработки, тогда как система оценки теплового состояния сляба на всей технологической линии от МНЛЗ до нагревательной печи отсутствует. Наличие такой системы позволит минимизировать необходимую длительность нагрева сляба в печах, и максимально снизить расход топлива и степень окисления металла в печах.
Разработка моделей оценки и оптимизации технологических параметров на линии
«МНЛЗ - нагревательная печь» может дать значительные энергетический,
экономический и экологический эффекты в результате значительного (в несколько раз)
сокращения расхода топлива в печах прокатного производства. Поэтому, разработка
моделей и алгоритмов оценки и оптимизации параметров охлаждения,
термостатирования и нагрева слябов, разлитых на МНЛЗ, является актуальной.
Цель и задачи диссертационной работы. Целью диссертационной работы является
значительное снижение расхода топлива в нагревательных печах прокатного производства и повышение их производительности за счет оценки и оптимизации параметров охлаждения, термостатирования и нагрева слябов на линии от МНЛЗ до нагревательной печи.
Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи: 1.Выполнен анализ методов, моделей и алгоритмов обработки информации при оценке технологических параметров производства стальных слябов в МНЛЗ, термостатах и нагревательных печах.
2.Разработано математическое обеспечение системы оценки технологических
параметров производства слябов на линии «МНЛЗ – термостат – нагревательная печь».
3. Разработан метод оценки теплового состояния сляба в криволинейной ролико-
форсуночной МНЛЗ.
4. Разработано алгоритмическое обеспечения системы оценки и оптимизации
технологических параметров производства слябов на линии «МНЛЗ – термостат –
нагревательная печь».
5. Проведены экспериментальные исследования моделей и алгоритмов обработки
информации в системе оценки технологических параметров производства слябов на
линии «МНЛЗ – термостат – нагревательная печь».
3. Методы исследования: для решения поставленных в работе задач использовались методы математического и компьютерного моделирования, теоретические основы металлургической теплотехники, основы теории построения алгоритмов и программ, системного анализа.
Объект исследования: система оценки технологических параметров производства сляба на линии «МНЛЗ – термостат – нагревательная печь».
Предметом исследования являются математические модели, методы и алгоритмы обработки информации в системе оценки параметров теплового состояния слябов на линии «МНЛЗ – термостат – нагревательная печь».
Научная новизна и основные положения, выносимые на защиту:
1. Математическая модель охлаждения, термостатирования и нагрева сляба,
отличающаяся тем, что позволяет производить оценку технологических параметров
производства сляба на всех этапах его тепловой обработки на линии «МНЛЗ – термостат
– методическая нагревательная печь».
2. Новый метод оценки теплового состояния сляба в ролико-форсуночной МНЛЗ с
водовоздушными форсунками, основанный на экспериментально-расчетном исследовании
теплового баланса МНЛЗ, позволяющий определять интенсивность охлаждения сляба в
ЗВО с учетом нерегулируемого отвода теплоты роликами.
3. Алгоритмическое обеспечение системы прогнозирования режимов охлаждения,
термостатирования и нагрева стальных слябов на линии «МНЛЗ – нагревательная печь»,
включающее алгоритмы:
алгоритм расчета температурного поля сляба в криволинейной МНЛЗ, в термостате, в методической нагревательной печи, и оценки теплового состояния сляба на линии «МНЛЗ – термостат – нагревательная печь»;
алгоритм оптимизации режимов охлаждения, термостатирования и нагрева стальных слябов в системе оценки параметров теплового состояния слябов, обеспечивающий поступление сляба на прокатку с заданной среднемассовой температурой и допустимым градиентом температур по сечению сляба, а также максимальную экономию топлива в нагревательных печах.
Практическая ценность работы. Разработано программное обеспечение,
позволяющее численно рассчитывать температурное поле сляба в МНЛЗ, на воздухе, в термостате, в нагревательной печи.
На основе исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ № 3 сталеплавильного производства ЧерМК ПАО «Северсталь» и измерения температуры
поверхности сляба, установлены параметры, определяющие теплообмен на поверхности сляба в кристаллизаторе, зонах вторичного и воздушного охлаждения МНЛЗ.
Установлены оптимальные режимы охлаждения и термостатирования сляба в криволинейной МНЛЗ, и оптимальные режимы нагрева и томления сляба в методической печи. Получена номограмма, позволяющая определять длительности нагрева и томления стального сляба в нагревательных печах при горячем посаде.
При внедрении результатов исследований на металлургических заводах, имеющих непрерывную разливку стали, ожидается значительное (в несколько раз) сокращение расхода топлива в нагревательных печах прокатного производства, увеличение производительности печей.
Достоверность и обоснованность результатов работы подтверждена корректным использованием методов математического моделирования теплофизических процессов при затвердевании слябов в МНЛЗ, охлаждении на воздухе и термостате, нагреве в печах, а также сравнением результатов моделирования с данными экспериментов, полученных в промышленных условиях.
Реализация результатов работы. Работа выполнялась в ФГБОУ ВПО «Череповецкий
государственный университет» с 2010 по 2016 г. Результаты работы использовались при
выполнении НИР по теме «Разработка технологии утилизации низкопотенциальной
теплоты систем охлаждения промышленных агрегатов», которая выполнялась по
государственному заданию Минобрнауки РФ с 01.01.2013 по 31.12.2013
(регистрационный номер НИР: 7.8398.2013). Результаты исследований переданы для внедрения на ЧерМК ПАО «Северсталь». Также результаты работы рекомендуются к внедрению на всех металлургических комбинатах и мини-заводах, где применяется непрерывная разливка стали.
Соответствие паспорту специальности. Проблематика, рассмотренная в
диссертации, соответствует пункту 4 паспорта специальности 05.13.01 – «Системный анализ, управление и обработка информации (в металлургии)» (п. 4. Разработка методов и алгоритмов решения задач системного анализа, оптимизации, управления, принятия решений и обработки информации).
Апробация работы. Основные разделы работы докладывались на Всероссийских
научно-практических конференциях «Череповецкие научные чтения – 2011»,
«Череповецкие научные чтения – 2012», (Череповец, 2011, 2012), на X международной
научно-практической конференции «Технические науки – от теории к практике»
(Новосибирск, 2012), на международной научной заочной конференции «Перспективы
научного развития теплофизики и теплотехники» (Москва, 2013), на IX-ой
Международной научно-технической конференции «Автоматизация
машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (Вологда, 2014).
Публикации. Материалы диссертации изложены в 15 работах (из них 9 статей в рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК для соискателей степени кандидата технических наук).
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, содержит 166 страниц текста, 33 рисунка, 8 таблиц, список литературы из 127 наименований
Моделирование теплообмена на поверхности сляба при термостатировании и нагреве в методической печи
Конкретные значения теплоты кристаллизации L, выделяемой или поглощаемой при фазовом переходе в интервале температур двухфазной зоны для различной марки стали приведены в [4] и мало отличаются от значения этого параметра для чистого железа L = 272 кДж/кг. С увеличением содержания углерода величина L уменьшается.
В пределах двухфазной зоны может быть выделена температура затвердевания tз, определяемая по формуле [97]: з=К К К К , (1.6) где kt - безразмерный коэффициент. Температура затвердевания tз определяет границу выливаемости, введенную Б.Б. Гуляевым на основе опытов по опрокидыванию частично затвердевших отливок [24]. При таком подходе часть двухфазной зоны - слой влечения [97] - относится к жидкому ядру слитка. В опытах Б.Б. Гуляева kt = 0,3. В работе [100] на основе опытных данных принято kt = 0,2. По данным японских исследователей [107] для стали c с содержанием углерода 0,65 % экспериментально установленная критическая доля твердой фазы, при которой жидкая фаза не проникает в промежутки между ветвями дендритов, составляет 24-43%.
Теплообмен в жидком ядре слитка происходит не только за счет молекулярной теплопроводности, но также за счет конвекции. При расчете процесса затвердевания слитков с учетом конвективного движения жидкого ядра на основе квазиравновесной математической модели затвердевания широко используется подход, когда для жидкой стали вводят эффективный коэффициент теплопроводности расплава А,эф, в несколько раз превышающий молекулярный коэффициент теплопроводности стали ж [99]: где Р 1 - поправочный коэффициент. По количественной оценке коэффициента 3 в литературе встречаются противоречивые данные. В работе [51] предлагается взять Р = 7-8. В работе [39] была проведена приближенная оценка коэффициента Аэф жидкой стали по экспериментальным данным, обработанным с помощью математической модели, в результате рекомендуется Р = 5-6. В практических исследованиях результаты расчетно-теоретического анализа удовлетворительно согласуются с экспериментальными, если принять Р = 2-5 [79].
Для определения коэффициента Хэф в жидкой фазе слябовых заготовок, ширина которых много больше толщины, в [70] предложено выражение: Хэф=тах 4/тг2 -аж-Вж, 1м t , (1.7) где ж коэффициент теплоотдачи от жидкой стали к оболочке; Вж полутолщина жидкого ядра, равная Вж = В - ,; В - полутолщина сляба; Ъ, -толщина оболочки сляба, определенная по температуре затвердевания tз; Xм (t) -коэффициент теплопроводности металла в зависимости от температуры.
В кристаллизаторе МНЛЗ преобладает вынужденная конвекция, интенсивность которой зависит от способа подвода жидкого металла, диаметра отверстий разливочного стакана, ширины сляба; величина аж находится в диапазоне аж = 5000-10000 Вт/(м2К) [70]. В ЗВО МНЛЗ, где имеет место свободная конвекция в жидком ядре, для расчета величины осж, Вт/(м2-К), в [70] получено выражение: аж=0ДЗ-А,ж- g-$.MAt/al , где g = 9,81 м/с2; Хж, аж - молекулярные коэффициенты теплопроводности и температуропроводности жидкой стали; рж - коэффициент объемного температурного расширения жидкой стали, 1/К; At - разность температуры в центре жидкого ядра сляба и средней температуры затвердевания tз. После определения величины эф следует определить коэффициент теплопроводности в объеме двухфазной зоны фазы слитка. В [99] считают, что влияние величины Аэф при моделировании распространяется по всей ширине двухфазной зоны непрерывного слитка и коэффициент теплопроводности в двухфазной зоне определяют по формуле: А, = т\/ + (1 -\/)А,эф, где \/ - доля твердой фазы в элементе объема; т - коэффициент теплопроводности твердой фазы.
В отличие от этого в [107] на основе анализа своих экспериментальных данных условно разделяют двухфазную зону на две части: проницаемую для потока металла (область 0-s-Yi) и непроницаемую (область 4 1). Глубина проникновения, характеризуемая изолинией величины \/ь возрастает асимптотически с увеличением отношения скорости движения металла к скорости перемещения фронта кристаллизации [107]. В работе [70] предлагается следующая аппроксимация коэффициента теплопроводности в зависимости от температуры X = X(t): Х = Хм t , t tз, Х = Хэф, t tл ъ = К h + -KK зtлз,tз t tл, (L8) где tл и tс - температуры ликвидуса и солидуса стали; tз - температура затвердевания стали, определяемая выражением (1.6); эф - эффективный коэффициент теплопроводности жидкой фазы, определяемый по формуле (1.7). Уравнения (1.1)-(1.8) позволяют рассчитать температурное поле внутри стального сляба, но для это нужно дополнительно задать граничные условия. Рассмотрим, как задаются условия теплообмена на поверхностях сляба в криволинейной МНЛЗ.
На мениске жидкого металла в кристаллизаторе, который обычно утепляется слоем шлака, следует задавать условие адиабатности [99, 116]: dt/dz\z=0=0, (1.9) где z - координата технологической оси МНЛЗ, отсчитываемая от мениска жидкого металла. При использовании условия (1.9) нужно специальным образом задавать распределение температуры в жидком ядре сляба в кристаллизаторе [16], чтобы учесть перегрев металла относительно температуры ликвидус, либо решать сложную систему дифференциальных уравнений, включающих уравнения энергии, движения и неразрывности внутри жидкого ядра сляба, что для трехмерного случая представляет исключительно трудную задачу [116]. Поэтому, чтобы более просто учесть перегрев металла, в работах [32, 70] вместо выражения (1.9) используется такое выражение: ґІ=0=ґо, (1.10) где t0 - температура жидкой стали, подаваемой из промковша в кристаллизатор. На поверхности сляба, находящейся в контакте с рабочей стенкой кристаллизатора, в работах [16, 70] задаются граничные условия III-ого рода: -l-dt/dn\пов=a- tnoBв , (1.11) где п - нормаль к поверхности сляба; а - коэффициент теплоотдачи от поверхности сляба к охлаждающей воде; tв - средняя температура воды, охлаждающей кристаллизатор.
Математическая модель охлаждения, термостатирования и нагрева сляба линии «МНЛЗ - нагревательная печь»..
Выбор оптимального температурного режима по минимуму окалинообразования рассматривался в работах [5, 40, 111].
Совершенствование и оптимизация режимов нагрева металла в нагревательных печах прокатных цехов с целью сокращения расхода топлива рассматривались в [6, 12, 17, 78, 90].
Общие затраты на операцию нагрева в печах включают удельные стоимости окислившегося металла, сгоревшего топлива и расходы, которые почти не зависят от режима нагрева при заданной производительности: амортизационные отчисления, фонд заработной платы и др. [104].
Известные решения задач оптимизации режимов нагрева по минимуму затрат на нагрев получены, как правило, путем расширения постановки задач оптимизации по частным критериям.
В более общей постановке задачи оптимизации должны минимизироваться суммарные затраты на нагрев металла и его пластическую обработку (прокатку, ковку, штамповку) [104]. Минимизация затрат в системе печь-стан требует определения оптимальных параметров сопряжения (конечной температуры нагрева металла и температуры начала прокатки).
Оптимизация работы нагревательных печей может выполняться методами экспериментальной наладки режимов нагрева [22, 23]. Экспериментальная проверка режимов, как правило, проводится для режимов, найденных методами математического моделирования. В работе [23] создано программное обеспечение теплотехнических исследований металлургической печи, работающее в диалоговом режиме в составе мобильной теплотехнической лаборатории.
Энерго- и ресурсосберегающие тепловые режимы методических печей прокатного производства были рассчитаны и предложены в работе [109], в которой рассмотрены вопросы выбора конечных параметров нагрева (конечной температуры и перепада температур по сечению) заготовок под прокатку, дан анализ области применения и обоснованы достоинства прямоточных и противоточных методических печей. В.И. Панферовым в работе [83] приведены результаты теоретического анализа и обобщения работ по оптимизации нагрева металла в печах, предложена формулировка принципа экономичного управления нагревом заготовок и алгоритм его реализации в методических печах. Результаты анализа рекомендовано использовать при разработке математического обеспечения АСУ ТП нагревательных печей.
Несмотря на большое число работ по оптимизации нагревательных печей, практически во всех случаях нагревательная печь рассматривается в отрыве от машины непрерывного литья заготовок. Совместная оптимизация работы МНЛЗ и нагревательных печей с применением термостатов может значительно повысить эффективность работы печей.
Из новых высокоэффективных решений по реструктуризации отечественных металлургических предприятий максимальное распространение может получить технология и оборудование для выплавки стали в конвертерах или дуговых печах с разливкой тонких слябов, совмещенной с прокаткой этих слябов на лист без промежуточных циклов охлаждения и подогрева заготовки [101]. Актуальность применения таких систем в целом представляется безусловной, поскольку они обеспечивают значительный энергосберегающий эффект в сравнении с классическими схемами получения листа. Более того, следует также иметь в виду тот фактор, что большинство прокатных станов в странах с традиционно развитой металлургией требуют либо их коренной реконструкции, либо радикальной замены на новые агрегаты, что само по себе представляется крайне дорогостоящим мероприятием.
В 2012 году в мире насчитывался 61 цех с литейно-прокатными модулями (ЛПМ), которые производят более 80 млн. т листа в год [123, 125]. ЛПМ успешно функционируют как в условиях конвертерных цехов, так и на мини заводах. Схема производства проката на ЛПМ показана на рис. 1.9. Рис. 1.9 Технологическая схема производства проката на литейно-прокатном модуле.
Основная доля таких мини-заводов приходится на США (около 40 %), Западную Европу (более 20 %) и развивающиеся (включая Китай) страны (27 %). В Западной Европе функционирует 7 ЛПМ, разработанных различными фирмами-производителями оборудования. В России имеется лишь один мини металлургический завод – ОАО «Выксунский металлургический завод» (Россия), где в 2008 г. реализована технология ЛПМ. Завод сооружен генеральным подрядчиком – фирмой «Danieli» (Италия). В целом технологическая система на базе ЛПМ может быть представлена следующим образом: выплавка стали в дуговой печи (или конвертере) – доводка стали на установке «ковш-печь» (вакуумирование стали в ковше) – разливка стали на слябы (толщина сляба 50-130 мм) и горячая прокатка слябов в технологической цепочке ЛПМ – прокатка на станах холодной прокатки.
При этом, как показала практика, для получения 1 т холоднокатаного листа достаточно 1,10-1,12 т жидкой стали, а значительный энергосберегающий эффект достигается, главным образом, за счет сокращения технологической цепочки и исключения дополнительных циклов охлаждения и нагрева заготовки. ЛПМ успешно разрабатываются несколькими ведущими машиностроительными фирмами мира.
Лидером в создании ЛПМ (по объему разработок и количеству реализованных агрегатов) является фирма «SMS-Demag». Собственную концепцию ЛПМ разработала фирма «Mannesmann-Demag» (Германия) и дала ей название ISP (In-line Strip Production). Она реализована в 1992 г. на заводе в Кремоне (Италия) фирмы «Acciaieria Arvedi» (Италия). Серьезные научные и конструкторские разработки в этой области выполнены фирмой «Danieli». Фирма «Siemens VAI» (Германия-Австрия) также рассматривает создание ЛПМ как перспективное направление. Современная практика применения ЛПМ показывает, что их разливочный модуль представляет собой, как правило, высокофункциональную одноручьевую МНЛЗ, в которой совмещены все основные достижения в области разливки стали. Прокатная часть ЛПМ может быть совмещена с одной или двумя МНЛЗ в зависимости от номинальной производительности цеха. По сути ЛПМ представляет автоматизированную систему, состоящую из тонкослябовой МНЛЗ, участка подогрева (выравнивания температуры) сляба и очистки его от окалины, и прокатного стана для получения горячекатаного листа заданной толщины. Основные решения, обеспечивающие эффективность технологии разливки стали на ЛПМ, заключаются в следующем [101]: – сокращение до минимума числа промежуточных этапов технологического процесса (исключение промежуточных этапов охлаждения и нагрева заготовки и т.п.) за счет гармонизации процесса разливки стали и прокатки заготовки; – концепция ЛПМ не предусматривает промежуточного контроля качества заготовки и, тем более, сортировку и зачистку. В таких условиях стабильность работы литейной части модуля достигается за счет жесткого обеспечения ряда показателей качества жидкой стали в ковше перед разливкой (включая температуру); – применение автоматических систем: поддержания уровня металла в
Алгоритм оценки параметров теплового состояния сляба в МНЛЗ и термостате
Паровоздушная смесь (ПВС), удаляемая из бункера МНЛЗ - это смесь сухого воздуха, водяного пара и взвешенных капель конденсата. Т.к. ПВС находится под небольшим разряжением относительно атмосферного давления, то можно рассматривать и сухой воздух и водяной пар, как идеальные газы. Если рвозд, р п - парциальные давления сухого воздуха и водяного пара, то давление ПВС равно рпв = рвозд + рп, где рп = рн - давление насыщения водяного пара при температуре ПВС, т.к ПВС, удаляемая из бункера МНЛЗ, является насыщенной [70].
Паросодержание в ПВС dп = Gп/Gвозд, где Gп - расход пара в ПВС, кг/с, Gвозд -расход воздуха в ПВС, кг/с, можно рассчитать по формуле [45]: dп =0,622-рн/ рпв-рн кг/кг. (2.39) Давление насыщения рн однозначно определяется температурой ПВС tпв по данным [92]. Экспериментально измеренная температура ПВС, удаляемой из бункера ЗВО криволинейной МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь» не превышает 60-70 С [70]. Погрешность измерения температуры ПВС ртутным термометром в зависимости от шкалы может быть намного меньше 1 С (например, 0,2 С) поэтому паросодержание dп в условиях МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь» может быть определено с погрешностью не более 1 %.
ПВС образуется в результате смешения водяного пара с температурой насыщения tн= 100 С и воздуха с температурой ґвозд, которая обычно меньше 30 С. Содержанием водяного пара в поступающем в бункер воздухе можно пренебречь. Пусть Gп0 - суммарный расход пара на выходе из ЗВО, кг/с; Gвозд -расход воздуха, поступающего в единицу времени в ЗВО из водовоздушных форсунок и в результате присосов воздуха из цеха, кг/с. В результате смешения горячего пара и относительно холодного воздуха образуется насыщенная ПВС с температурой ґвозд tпв tн. Часть первоначального пара при смешении с воздухом может сконденсироваться, поэтому расход пара в ПВС Gп будет меньше расхода Gп0. Водяной конденсат, взвешенный в виде мелких капель в ПВС, в количестве Gк = Gп0 - Gп, кг/с, имеет температуру tпв и удаляется вместе с ПВС. Расход ПВС Gпвс, удаляемой из бункера ЗВО, складывается из расхода воздуха Gвозд, расхода пара Gп, и расхода водяного конденсата Gк, что можно записать так: Gпвс = GB03fl +Gп+Gк= авозд -1 + dп+dк , (2.40) где dк=Gк/GB0д- влагосодержание в ПВС, кг/кг. Расход ПВС без учета конденсата Gпв определяется так: Gпв=GBaw+Gп=GBaw- 1 + dп . (2.41) Энтальпия насыщенного водяного пара, образующегося при 100 С, равна: h" = 2676 кДж/кг [92]; энтальпия сухого воздуха определяется выражением: возд = свозд - возд кДж/кг, где свозд = 1 кДж/(кг-К) - изобарная энтальпия воздуха; энтальпия ПВС, кДж/кг, без учета энтальпии конденсата в расчете на 1 кг сухого воздуха или 1 + dп кг ПВС, определяется формулой [45]: K=K,+dп- r0+cnnB , где г0 = 2501 кДж/кг; сп = 1,93 кДж/(кг-К) - теплоемкость водяного пара. Энтальпия конденсата в ПВС: =Свод- іш, кДж/кг, где свод= 4,19 кДж/(кг-К) - теплоемкость воды. Сумма потоков энтальпий пара Gп0 и воздуха Gвозд равняется сумме потоков энтальпий ПВС и конденсата, что можно записать так:
Выполняются соотношения: Gп =rf„-GBra; Gк=GM-Gп = GM-Gm-dп. С учетом этих соотношений (2.42) запишется следующим образом: п0 - г + ат- гвюд = Gm tm + dп r0 + cп /„ + Разделив правую и левую части последнего уравнения на Gп 0, получим /T + P-U,=P- пв+4, 0+ п пв + 1-Р п водЛв, (2.43) где относительный расход воздуха в ПВС, кг/кг, определяется как (3 = Gвозд/Gп0 . Из уравнения (2.43) при известных ґпв и ґвозд можно выразить (3, кг/кг: о Я_ h"-cР = озд= вод ш _ (2 44) G п0 пв-U+ n- "О" Свод- п пв Из выражения (2.44) следует, что величина Р однозначно определяется температурой ПВС tпв, температурой воздуха ґвозд, и давлением ПВС рпв (т.к. величина dп зависит от tпв и/?пв).
Так как dп = Gп//GB0д , р = Gвозд/Gп0, то можно получить соотношения: Gп0=Gп РЧ ; GпGп0=V-dп. (2.45) Выражения (2.45) связывают суммарный расход пара на выходе из ЗВО Gп0 и расход пара в удаляемой ПВС Gп. Расход воздуха в ПВС Овозд можно выразить из (2.41): возд =GUB/ 1 + dп , кг/с. (2.46) С учетом (2.46) расход пара в ПВС определяется выражением: Gп=dп- Лозд = GuJ 1 + 1dп , кг/с. (2.47) Массовый расход ПВС Gпв (без конденсата) определяется выражением: G пв=P V КГ/с, (2.48) где пв - плотность ПВС без учета конденсата, кг/м3; Vпв - объемный расход ПВС, м3/с. Плотность ПВС без конденсата определяется выражением [45]: _ 28,96/?„„-IP,94-рн 3 Рпв" 8314-ГПВ , (2.49) где рпв - абсолютное давление ПВС, Па; рн - давление насыщенного водяного пара в ПВС, Па, при температуре ПВС tпв, Т пв = 273,15 + ґпв, К.
Объемный расход ПВС Vпв, м3/с, удаляемой из бункера ЗВО МНЛЗ, при постоянной частоте вращения вентилятора является постоянным, не зависящим от плотности и температуры ПВС, и определяется характеристикой вентилятора и аэродинамическим сопротивлением паровоз духовода, т.е.: Vпв = const. С учетом формул (2.45), (2.47) и (2.48) можно выразить суммарный выход пара на выходе из ЗВО: Г- Рпв ЛГ Чтобы по формуле (2.50) рассчитать суммарный расход пара на выходе из ЗВО Gп0, нужно экспериментально измерить величины пв, пв, рпв, tвозд. Температура ґпв измеряется ртутным термометром или термометром сопротивления, установленным в паровоздуховоде; температура ґвозд 87
термометром, установленным в цехе; объемный расход ПВС Vпв и ее давление рпв измеряются с помощью трубки Пито, устанавливаемой в паровоздуховоде, по которому удаляется ПВС.
После того, как определена величина Gп0, по формуле (2.36) определяется тепловой поток (ЗПВС, отводимый из бункера ЗВО паровоздушной смесью. По формуле (2.37), после того, как ртутным термометром измерена средняя температура сливающейся воды tсл на выходе из ЗВО, определяется тепловой поток Qсл, отводимый из бункера ЗВО неиспарившейся водой.
Исследование алгоритма оптимизации режимов охлаждения, термостатирования и нагрева стальных слябов
Нужно отметить, что распределение плотности теплового потока qt на поверхности сляба по секциям ЗВО далеко от совершенства, т.к. теоретически величина qt должна уменьшаться от секции к секции.
Теплофизические параметры принимались по данным [37] для марки стали 20. Приведенная степень черноты єпр в расчетах варьировалась, чтобы расчетная температура поверхности tп широкой грани сляба в точке z = 25,6 м совпадала с измеренной tпир. При єпр = 0,71 наблюдается хорошее совпадение расчетной и измеренной температуры поверхности сляба, когда tп = 1037 С. Например, при sпр = 0,6 расчетная температура поверхности сляба в точке z = 25,6 м составила tп = 1058 C, а при єпр = 0,8 - tп = 1021 C. В диапазоне значений єпр = 0,6-0,8 расчетная температура поверхности сляба при z = 25,6 м описывается выражением: tп = 1169 - 185,05-єпр. Из этой формулы можно найти погрешность определения єпр, связанную с погрешностью измерения температуры поверхности 5ґп: 5sпр = 0,0054-5ґп.
Учитывая погрешность измерения температуры пирометром 8tп = ± 20 С, погрешность определения величины пр данным методом составила ±0,108. Таким образом, величина sпр равняется: sпр = 0,71+0,11.
Коэффициент єпр определялся также расчетным путем для замкнутой системы серых тел: поверхность сляба, поверхность роликов, окружающая среда. При диаметре роликов - 0,38 м, шаге между роликами - 0,44 м, степени черноты поверхности сляба и роликов, равными 0,8, при температуре поверхности сляба - 1040 С и температуре поверхности роликов - 450 С, величина sпр = 0,695, что близко к значению sпр = 0,71.
Расчетное изменение температуры на поверхности и на оси сляба в зависимости от координаты технологической оси МНЛЗ z при sпр = 0,71 показано на рис. 4.6.
Температура поверхности сляба (кривая 1) резко снижается в кристаллизаторе и первой секции (z = 0-1 м) от 1550 С до 1280 С, затем увеличивается до 1350 С во второй секции (z = 1-2,15 м) из-за резкого снижения интенсивности охлаждения). В секциях 3-7 (z = 2,15-11,2 м) происходит монотонное снижение температуры поверхности до 850 С, после чего, в секциях 8-9 (z = 11,2-18,1 м) происходит сначала разогрев поверхности до 930 С, затем к концу ЗВО - охлаждение до 910 С. После поступления сляба в зону воздушного охлаждения происходит плавный разогрев поверхности сляба до 1040 С, затем температура поверхности начинает медленно снижаться.
Температура в центре сляба (кривая 1) сначала медленно монотонно понижается от 1550 С, пока внутри имеется жидкая фаза. В точке z = 23,2 м (в зоне воздушного охлаждения) происходит полное затвердевание сляба, при этом температура в центре равняется 1493 С. После этого начинается быстрое снижение температуры в центре сляба.
Рассмотрим пример оптимального режима охлаждения и термостатирования сляба в МНЛЗ для условий разливки, рассмотренных в предыдущем пункте 4.3.3. Пусть требуется, чтобы на выходе из термостата сляб перед прокаткой имел среднемассовую температуру tм, и допустимый градиент температур Vt м.
На рис. 4.7 показано расчетное изменение температуры поверхности и в центре сляба в зависимости от времени т, проведенным сечением сляба в МНЛЗ и далее в термостате. Чтобы получить на выходе из идеального термостата (без потерь теплоты) среднемассовую температуру сляба tм = 1250 С, нужно, чтобы в момент т = 23,8 мин сляб из зоны воздушного охлаждения сляба поступал в термостат, при этом время, проведенное слябом в зоне воздушного охлаждения, составит то опт = 7 мин.
Максимальный градиент температур, К/м, внутри затвердевшего сляба можно оценить выражением: Vt «2- t /В, max ц п / где tц и tп - температура в центре и на поверхности сляба, С; В - полутолщина сляба, м. Приняв условие Vtmax = Vtм, получим выражение для разности температур (7ц - tп) на выходе из термостата при оптимальной длительности выдержки в термостате: t В-Vt/2. цп м / Так, при В = 0,125 м, Vt м = 2 К/см = 200 К/м, получается (7ц - tп) = 13 С. Такая разность температур соответствует моменту т = 37,9 мин на рис. 4.7, при этом оптимальная длительность выдержки сляба в термостате составит
Оптимальный режим охлаждения и термостатирования сляба в МНЛЗ; 1 - температура в центре сляба; 2 - температура в поверхности в центре широкой грани сляба; 3 - требуемая температура металла перед прокаткой
Оптимальный момент времени помещения сляба в идеальный термостат можно определить следующим способом. Для всех моментов времени т рассчитывается среднемассовая энтальпия сляба при отсутствии термостата /zср, и получается зависимость /Zср(T), показанная на рис. 4.8. Рассчитывается значение энтальпии металла h при требуемой температуре прокатки tм = 1250 С, которая в данном случае равняется 857 кДж/кг. Из уравнения /Zср(T) = h(tм) определяется момент времени т, когда среднемассовая энтальпия (температура) сляба равняется требуемой энтальпии (температуре) сляба перед прокаткой. В данном случае т = 23,8 мин, и оптимальная длительность охлаждения на воздухе составит то опт = 7 мин. В случае, если в термостате имеются потери теплоты qтерм 0, оптимизацию охлаждения и термостатирования ведут по алгоритму, показанному на рис. 3.9.
На существующих криволинейных МНЛЗ термостатирование слябов в пределах МНЛЗ осуществить сложно, поэтому на выходе из МНЛЗ после газорезки сляб будет иметь среднемассовую температуру ниже, чем требуется для прокатки (tм = 1200-1250 С). При транспортировке до нагревательной печи среднемассовая температура слябов может еще снизится (при отсутствии термостатов).
Рассмотрим оптимальные режимы нагрева и томления сляба в нагревательной печи при горячем посаде. В печь слябы загружаются со средней температурой ґм0 (перед загрузкой в печь требуется выдерживать слябы в термостате, чтобы обеспечить равномерное температурное поле сляба). Температура tм0 зависит от длительности транспортировки сляба от МНЛЗ до нагревательной печи, условий транспортировки (в штабеле, по рольгангу и т.п.), от наличия (отсутствия) термостата.
На выходе из томильной зоны печи требуется, чтобы сляб перед прокаткой имел среднемассовую температуру tм, и допустимый градиент температур Vt м.
Рассмотрим оптимальный режим нагрева и томления слябов при следующих условиях: толщина слябов 2В = 250 мм; сталь 20; температура сляба при загрузке в печь tм0 = 1000 С; температура в рабочем пространстве печи постоянна в методической и сварочной зоне и равняется tпеч = 1350 С; нагрев сляба - двухсторонний; температура металла перед прокаткой tм = 1250 С; допустимый градиент температур Vfм = 100 К/м.
Приведенный коэффициент излучения для методической и сварочной зоны принимался равным спр = 3,68 Вт/(м2-К4).
На рис. 4.9 показано изменение температуры поверхности широкой грани сляба (кривая 1), температуры в центре сляба (кривая 2), и среднемассовой температуры сляба (кривая 3) при оптимальном режиме.