WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 

На правах рукописи

ЛУКИН СЕРГЕЙ ВЛАДИМИРОВИЧ

МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ОХЛАЖДЕНИЯ МЕТАЛЛА В МАШИНАХ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ЗАГОТОВОК

Специальность 05.14.04 Промышленная теплоэнергетика

05.02.13 Машины, агрегаты и процессы

металлургического производства

Автореферат диссертации

на соискание ученой степени

доктора технических наук

Череповец 2009

Работа выполнена в Череповецком государственном университете

Научный консультант – доктор технических наук, профессор

                                        Шестаков Николай Иванович

Официальные оппоненты – доктор технических наук, профессор

                                        Осипов Юрий Романович

                       – доктор технических наук, профессор

                                        Любов Виктор Константинович        

                              – доктор технических наук

                                      Славов Владимир Ионович

                               

Ведущее предприятие – ОАО «Институт тепловых металлургических агрегатов и технологий «Стальпроект» имени В.Е. Грум-Гржимайло», г. Москва        

Защита диссертации состоится  «26»  июня в 14.00 на заседании диссертационного совета Д 212.297.01 в Череповецком государственном университете по адресу: 162000, г. Череповец Вологодской обл., пр. Луначарского, 5.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Череповецкого государственного университета.

Автореферат разослан «5» марта 2009 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета Никонова Е.Л.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

       



Актуальность работы. В настоящее время во всем мире особое место уделяют совершенствованию процесса непрерывной разливки и увеличению доли стали, производимой на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Развитие процесса непрерывной разливки стали происходит в условиях конкурентной  борьбы на мировом рынке, основными требованиями которого является повышение качества конечной продукции при одновременном снижении ее себестоимости. В технологической цепочке металлургического производства МНЛЗ находится между сталеплавильным агрегатом и прокатным станом, поэтому эффективность работы МНЛЗ во многом определяет качество и себестоимость конечной продукции. При заданных параметрах исходной жидкой стали и конструкции МНЛЗ, эффективность ее работы (качество разлитого металла, производительность и стойкость оборудования) определяется технологическими факторами, среди которых очень важную роль играет организация охлаждения слитка в МНЛЗ. 

       Процессы, связанные с охлаждением слитка в МНЛЗ, рассмотрены в трудах А.Д. Акименко, Д.П. Евтеева, Е.М. Китаева, В.М. Нисковских, В.И. Дождикова, В.А. Емельянова, В.М. Паршина, В.С. Рутеса, М.Я. Бровмана, М.С. Бойченко, А.В. Третьякова, Ю.А. Самойловича, Н.И. Шестакова, Л.С. Рудого, Б.И. Краснова, В.А. Карлика, Д.А. Дюдкина, А.А. Целикова, Г.П. Иванцова, А.И. Вейника, В.А. Ефимова, Р.Т. Сладкоштеева, Б.Т. Борисова, В.А. Журавлева, А.И. Цаплина, З.К. Кабакова, А.И. Манохина Л.Н. Сорокина, В.И. Лебедева, А.Н. Шичкова, А.Л. Кузьминова, Ю.А. Калягина, Н.В. Телина и др.

Несмотря на большое количество проведенных исследований, организация охлаждения слитка в МНЛЗ является весьма несовершенной, что связано с недостаточной изученностью тепловых взаимосвязей между охлаждающим оборудованием и непрерывным слитком из-за отсутствия достаточно простых и надежных методов исследования теплообмена в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения (ЗВО).  Кроме того, отсутствуют  методы рационального  охлаждения слитка в МНЛЗ при динамических режимах разливки, когда изменяются скорость разливки, уровень мениска и параметры жидкого металла на входе в кристаллизатор. Рассмотрение МНЛЗ в качестве «черного ящика» не позволяет получить закономерности рационального охлаждения слитка в динамических режимах разливки. Построение «обратных связей» в системах автоматического управления охлаждением слитка в МНЛЗ на практике затруднительно из-за отсутствия методов надежного и непрерывного контроля температуры поверхности слитка в отдельных секциях МНЛЗ. В связи со сказанным, наиболее перспективным в плане повышения эффективности организации охлаждения слитка в МНЛЗ является дальнейшее исследование тепловых взаимосвязей внутри МНЛЗ и разработка принципов рационального охлаждения слитка в МНЛЗ.

       Цель работы – развитие теории охлаждения слитка в элементах оборудования МНЛЗ (кристаллизаторе и ЗВО) и совершенствование организации охлаждения с целью улучшения качества металла, повышения эксплуатационной стойкости оборудования и увеличения производительности МНЛЗ.

Методы исследования. Работа выполнялась на основе теоретических, натурных и лабораторных исследований. Численными и аналитическими методами исследовались процессы охлаждения и  затвердевания слитка в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения (ЗВО), а также тепловые процессы в рабочей стенке кристаллизатора; экспериментально-расчетными методами исследовались теплообмен слитка с кристаллизатором сортовой МНЛЗ, интенсивность охлаждения слитка в ЗВО сортовой МНЛЗ и в ЗВО криволинейной слябовой МНЛЗ; в лабораторных условиях исследовались расходные и дисперсные характеристики форсунок ЗВО слябовых криволинейных МНЛЗ.

Научная новизна работы.

  1. Развиты основы методологии охлаждения и затвердевания слитка в МНЛЗ при динамических режимах разливки, позволяющей выдерживать рациональный температурный профиль поверхности слитка и рассчитывать формирование оболочки слитка и длину жидкой фазы вдоль технологической оси при произвольных стационарных и нестационарных режимах разливки, при которых изменяются скорость разливки, уровень мениска жидкого металла в кристаллизаторе и параметры жидкой стали, подаваемой в кристаллизатор.
  2. Разработан метод определения тепловой взаимосвязи слитка с охлаждающими устройствами в ЗВО МНЛЗ, включающий исследование теплового баланса бункера ЗВО и математическое моделирование процесса затвердевания слитка в МНЛЗ.
  3. Разработана математическая модель теплообмена слитка с рабочей стенкой кристаллизатора МНЛЗ, позволяющая рассчитывать величину зазора  между слитком и рабочей поверхностью кристаллизатора, на основе которой установлен характер влияния теплофизических параметров металла и смазки на процессы охлаждения и затвердевания слитка в кристаллизаторе.
  4. Разработан метод определения тепловой взаимосвязи слитка с рабочей стенкой кристаллизатора во все моменты его пребывания в кристаллизаторе МНЛЗ, включающий измерение при динамических режимах разливки теплового потока, отводимого охлаждающей водой, и математическое моделирование теплопередачи в рабочей стенке кристаллизатора.
  5. Разработан метод определения тепловой взаимосвязи слитка с охлаждающими устройствами в ЗВО МНЛЗ, включающий измерение температуры поверхности слитка в секциях ЗВО и математическое моделирование процесса затвердевания слитка в МНЛЗ.
  6. Разработана инженерная методика расчета эффективного коэффициента теплопроводности жидкого ядра сляба, позволяющая учитывать скорость разливки, геометрические размеры сляба и диаметр отверстий разливочного стакана.
  7. Разработана инженерная методика расчета теплопередачи в рабочей стенке щелевого кристаллизатора, на основе которой установлены закономерности изменения температур охлаждающей воды, поверхности охлаждаемых каналов и рабочей поверхности по высоте кристаллизатора в зависимости от геометрических параметров стенки, скоростей разливки и воды в каналах кристаллизатора вертикальной МНЛЗ.
  8. Установлены закономерности изменения интенсивности охлаждения, температуры поверхности, толщины оболочки, глубины жидкой фазы слитка в кристаллизаторе и ЗВО МНЛЗ при стационарных и нестационарных режимах.

Практическая ценность работы.

  1. Разработан  способ охлаждения сляба в ЗВО МНЛЗ, защищенный тремя патентами на изобретения, который позволяет выдерживать рациональный температурный режим охлаждения сляба при стационарных и переходных режимах разливки, рекомендованный к внедрению в систему автоматизации криволинейных слябовых МНЛЗ для повышения качества металла и увеличения стойкости оборудования МНЛЗ.
  2. Разработана программа динамического охлаждения и затвердевания сляба в криволинейных МНЛЗ, управляющая расходами воды в ЗВО МНЛЗ при динамических режимах разливки, визуализирующая процесс охлаждения и затвердевания слитка и рекомендованная к внедрению в систему АСУ МНЛЗ КП ОАО «Северсталь».
  3. Разработаны и внедрены рекомендации по повышению стойкости кристаллизатора, устанавливающие рациональные скорости и расходы охлаждающей воды в щелевом кристаллизаторе вертикальной МНЛЗ.
  4. Разработаны и внедрены рекомендации по повышению равномерности теплообмена слитка по ширине рабочей стенки кристаллизатора вертикальной МНЛЗ с целью повышения качества слитка.
  5. Разработана методика определения рационального профиля рабочей стенки кристаллизатора, при котором обеспечивается плотный контакт слитка с кристаллизатором и высокая интенсивность теплопередачи от слитка к кристаллизатору по всей высоте кристаллизатора.
  6. Установлена зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в секциях с водовоздушным охлаждением криволинейной слябовой ролико-форсуночной МНЛЗ, которую можно использовать при совершенствовании охлаждения сляба в ЗВО МНЛЗ, а также при математическом моделировании  процесса затвердевания сляба. 
  7. Установлена зависимость плотности теплового потока от слитка к рабочей стенке кристаллизатора сортовой МНЛЗ, разливающей слитки квадратного сечения,  от времени пребывания элемента слитка в кристаллизаторе, которую можно использовать при расчете процесса затвердевания слитка в кристаллизаторе и температурных условий в рабочей стенке.
  8. Установлена зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в ЗВО сортовой МНЛЗ, которую можно использовать при совершенствовании системы охлаждения сортовой МНЛЗ, а также при математическом моделировании  процесса затвердевания слитка. 
  9. Разработаны рекомендации по совершенствованию распределения интенсивности охлаждения по длине секций ЗВО, включающих несколько рядов форсунок, с целью исключения разогрева слитка при переходе из одной секции в другую при стационарных скоростях разливки.

               Результаты теоретических и экспериментальных исследований прошли проверку в промышленных условиях на ОАО «Северсталь», внедрены или рекомендованы к внедрению в конвертерном и электросталеплавильном производствах ОАО «Северсталь», а также могут быть использованы организациями, занимающимися проектированием и разработкой технологических режимов непрерывной разливки стали и модернизацией оборудования МНЛЗ.

               Апробация работы. Основные разделы работы докладывались на 1-й, 4-й и 5-й Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (Череповец, 1998, 2003, 2006), ХII Межвузовской военно-научной конференции (Череповец, 1998),  на  1-й, 2-й и 4-й Международной научно-технической конференции «Информационные технологии в производственных, социальных и экономических процессах» (Череповец, 1999, 2002, 2005), на 1-й Общероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука – региону» (Вологда, 2003), на научно-технической конференции «Северсталь – пути к совершенствованию»  (Череповец, 2003), на 3-й Межвузовской научно-технической конференции «Фундаментальные проблемы металлургии» (Екатеринбург, 2003), на 1–й и 2-й Международной Неделе металлов (Москва, 2003, 2004), на 4-й Международной научно-технической конференции «Повышение эффективности теплообменных процессов и систем» (Вологда, 2004), на Всероссийской научно-технической конференции «Непрерывные процессы обработки давлением» (Москва, 2004),  на 2-й Международной научно-технической конференции «Моделирование, оптимизация и интенсификация производственных процессов и систем» (Вологда, 2004), на Международной научно-технической конференции «Автоматизированная подготовка машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования»  (Вологда, 2005), на II-ой Международной научно-технической конференции «Автоматизация машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (Вологда, 2006),  на Всероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука – региону» (Вологда, 2007), на XVIII Всероссийской научно-технической конференции «Современные промышленные технологии» (Н.Новгород, 2007), на IV международной научно-технической конференции «Автоматизация и энергосбережение машиностроительного и металлургического производств, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (Вологда, 2008).

Публикации.  Основные материалы диссертации изложены в 90 работах (из них 3 монографии, 3 патента и 20 статей в журналах, входящих в перечень рецензируемых изданий, рекомендованный ВАК для публикации материалов диссертации на соискание ученой степени доктора наук.

               Структура и объем диссертации.  Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, заключения и приложений,  содержит 378 страниц машинописного текста, 210 рисунков, 17 таблиц, список литературы, состоящий из 302 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В главе 1 «СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ» из анализа литературных источников установлено, что:

  1. Отсутствует методология охлаждения и затвердевания слитка в МНЛЗ, позволяющая выдерживать рациональный температурный профиль поверхности слитка и рассчитывать формирование твердой фазы и длину жидкой фазы вдоль технологической оси при произвольных динамических режимах разливки, связанных с изменением скорости разливки, уровня мениска жидкого металла в кристаллизаторе и параметров жидкой стали.
  2. Отсутствуют достаточно простые и надежные методы исследования тепловой взаимосвязи слитка с охлаждающими устройствами в ЗВО. В связи с широким распространением водовоздушного охлаждения, а также большим разнообразием типов водовоздушных форсунок, разработка таких методов является актуальной.
  3. Отсутствуют математические модели теплообмена слитка с кристаллизатором, позволяющие рассчитывать величину зазора между слитком и рабочей стенкой, представляющего наибольшее термическое сопротивление теплопередачи от слитка к воде. В связи с этим отсутствуют методики расчета усадки слитка и выбора рациональной конусности рабочих стенок с учетом взаимосвязанности процессов охлаждения, затвердевания и усадки слитка в кристаллизаторе.
  4. Отсутствуют достаточно простые и надежные методы исследования тепловой взаимосвязи слитка с рабочей стенкой во все моменты пребывания слитка в кристаллизаторе. В связи с большим разнообразием шлакообразующих смесей, применяемых для смазки кристаллизатора и значительно влияющих на теплообмен, разработка такого метода является актуальной.
  5. Отсутствуют инженерные методики расчета эффективного коэффициента теплопроводности жидкого ядра с учетом геометрических размеров слитка, скорости разливки, диаметра отверстий разливочного стакана. Существующие формулы для расчета эффективного коэффициента теплопроводности являются эмпирическими и применимы для условий разливки, при которых были получены.
  6. Отсутствуют  инженерные методики расчета теплопередачи в рабочей стенке щелевого кристаллизатора, позволяющие рассчитывать термическое сопротивление рабочей стенки и температурные условия в ней. Такие методики существуют лишь для кристаллизаторов со сверлеными каналами. Кроме того, отсутствуют математические модели, позволяющие рассчитывать теплообмен в слое теплоизолирующего шлака.

       В связи с изложенным, в работе поставлены  следующие задачи:

1. Развить основы методологии охлаждения и затвердевания слитка в МНЛЗ при динамических режимах разливки, позволяющей выдерживать рациональный температурный профиль поверхности слитка и рассчитывать формирование твердой фазы  вдоль технологической оси при произвольных стационарных и нестационарных режимах разливки; разработать рекомендации по совершенствованию распределения интенсивности охлаждения слитка в ЗВО.

2. Разработать метод исследования теплообмена  в ЗВО, включающий исследование теплового баланса бункера ЗВО и математическое моделирование затвердевания слитка, и на его основе получить эмпирическую зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в секциях с водовоздушным охлаждением криволинейной слябовой ролико-форсуночной МНЛЗ.

3. Разработать математическую модель теплообмена слитка с кристаллизатором, позволяющую рассчитывать величину зазора между слитком и рабочей стенкой, и на её основе установить влияние теплофизических параметров смазки и металла на процессы охлаждения и затвердевания слитка в кристаллизаторе; разработать методику расчета усадки слитка и выбора рациональной конусности рабочих стенок кристаллизатора.





4. Разработать экспериментально-расчетный метод исследования интенсивности охлаждения слитка во все моменты его пребывания в кристаллизаторе на основе измерения теплового потока, отводимого охлаждающей водой, при динамических режимах разливки; установить характер изменения тепловых потоков и температур по высоте и толщине рабочей стенки кристаллизатора.

5. Разработать инженерную модель затвердевания слитка, позволяющую определять степень кривизны температурного поля в оболочке слитка, на ее основе получить аналитическую взаимосвязь параметров охлаждения и затвердевания слитка и разработать способ определения коэффициентов теплоотдачи в секциях ЗВО путем измерения температуры поверхности слитка; установить зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в ЗВО сортовой МНЛЗ.

6. Разработать метод расчета эффективного коэффициента теплопроводности расплава, включающий расчет средней скорости циркуляции расплава в кристаллизаторе и коэффициента теплоотдачи от расплава к твердой фазе,  и позволяющий учитывать геометрические размеры слитка, скорость разливки, и диаметр отверстий разливочного стакана.

7. Разработать инженерную методику расчета термического сопротивления рабочей стенки щелевого кристаллизатора и установить температурные условия в рабочей стенке в зависимости от технологических и геометрических параметров; разработать математическую модель теплообмена в слое теплоизолирующего шлака; дать рекомендации по совершенствованию системы охлаждения кристаллизатора. 

8. Установить закономерности изменения интенсивности охлаждения, температуры поверхности, толщины твердой фазы и глубины жидкой фазы слитка в кристаллизаторе и ЗВО МНЛЗ при стационарных и нестационарных режимах.

       В главе 2 «ОХЛАЖДЕНИЕ И ЗАТВЕРДЕВАНИЕ СЛИТКА В КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ МНЛЗ» разработана математическая модель охлаждения, затвердевания и усадки слитка в кристаллизаторе. При динамических режимах разливки уравнение температурного поля слитка имеет вид:

  (1)

где – температурное поле слитка; х, y, z  – декартовы координаты; – текущее время; – время затвердевания (время пребывания элемента слитка в МНЛЗ);  ; v(τ) – скорость разливки; Сэф(t), ρ(t), λ(t) – эффективная теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности стали; ΔН(τ) - уровень мениска жидкого металла. При стационарном режиме разливки  ; ; ΔН(τ) = 0.

       Начальное условие при наличии подачи жидкого металла имеет вид:

                (2а)

где t0(τ) – температура жидкой стали в промковше; 2A, 2B –ширина и толщина слитка. При отсутствии подачи жидкого металла задается граничное условие:

                        (2б)

На поверхности слитка, находящейся в контакте с рабочей стенкой кристаллизатора, задаются граничные условия III-ого рода:        

      (3) 

где n – нормаль к поверхности слитка; k(τ*) – коэффициент теплопередачи от поверхности слитка к охлаждающей воде; Н0 – высота рабочей стенки кристаллизатора;  tв – средняя температура воды, охлаждающей кристаллизатор.

Внутри слитка задаются граничные условия симметрии:

                                 (4)

       При стационарном режиме разливки время τ* определяется выражением: , где z – координата, отсчитываемая от уровня мениска жидкого металла; v – постоянная скорость разливки. При динамическом режиме разливки τ* определяется из решения интегрального уравнения: 

                                                        (5)

где v(τ) – изменение скорости разливки со временем; z – координата технологической оси, отсчитываемая от базового уровня; ΔН(τ) – расстояние от базового уровня до текущего уровня мениска жидкого металла в кристаллизаторе.

       В общем случае уравнение (5) решается численно, т.к. время τ*  определяется не только z  и текущей скоростью v, но и значениями скорости и уровня мениска жидкого металла в предыдущие моменты времени.                        Получены аналитические выражения для расчета времени τ* при одинарном и двойном скачках скорости разливки. Так, при одинарном скачке скорости в момент τ = 0 от значения v1 до v2 при ΔH = const = 0 время * определяется выражениями:

                               

Для определения λ(t), входящего в (1), предложены выражения:

                 ; ;         (6а)

       ,  (6б)

где λм(t)  – молекулярный коэффициент теплопроводности стали в зависимости от t; tз – средняя температура затвердевания стали; λэф – эффективный коэффициент теплопроводности жидкой фазы. Для слябов получено выражение:

                                       , 

где – средняя толщина оболочки сляба (определяется при решении задачи затвердевания); ж – коэффициент теплоотдачи от жидкой стали к оболочке. В кристаллизаторе ж зависит от средней скорости циркуляции расплава wм. При разливке слябов через глуходонный стакан получена формула для расчета wм:

                                                 ,

где d – эквивалентный диаметр отверстий разливочного стакана. По известным эмпирическим выражениям рассчитывается ж при вынужденной конвекции расплава в кристаллизаторе и при свободной конвекции расплава в ЗВО.

       Для расчета коэффициента k в (3) получены выражения:

              (7а)

                      ,         (7б)

где δ0 ≥ 0 – толщина гарнисажа из застывшей смазки на уровне мениска; δ(τ*) – средняя эффективная величина стохастического зазора между слитком и рабочей поверхностью стенки; λз – коэффициент теплопроводности зазора (в случае смазки, обладающей достаточной текучестью, λз равен коэффициенту теплопроводности смазки λсм); δс – толщина рабочей стенки; λс – коэффициент теплопроводности материала стенки; αэф – эффективный коэффициент теплоотдачи от стенок каналов к воде,  учитывающий форму каналов. В случае, если профиль рабочей стенки выполнен с учетом усадки слитка, для расчета δ(τ*) получено выражение:

                                              (8) 

где t(х,τ*) – температура оболочки слитка в зависимости от расстояния до поверхности слитка х и от τ*; – толщина оболочки по солидус; βl – температурный линейный коэффициент расширения.

       Система уравнений (1) – (8), составляющая математическую модель охлаждения и затвердевания  слитка в кристаллизаторе, решалась численно на ЭВМ методом конечных разностей. Показана адекватность данной математической модели путем сравнения расчетных данных по плотности теплового потока, толщине твердой фазы и температуре поверхности с экспериментальными данными, полученными автором и взятыми из литературных источников.

       На основе уравнений (1) – (8) установлено влияние теплофизических параметров смазки и металла на процессы охлаждения и затвердевания слитка в кристаллизаторе. Наиболее значительное влияние на данные процессы оказывают коэффициенты λз, βl и λм, влияние остальных параметров незначительно. На рис. 1 показана зависимость температуры поверхности стального слитка tп в слябовом кристаллизаторе от времени затвердевания  τ* при различных коэффициентах теплопроводности зазора λз, рассчитанная при  δ0 = 0. Как следует из рис. 1, чем больше λз, тем меньше температура поверхности слитка. Если исключить начальные моменты времени, tп незначительно изменяется со временем τ*. Таким образом, выбирая смазку с определенными свойствами теплопроводности и текучести, можно влиять на температуру поверхности слитка в кристаллизаторе.

                       

Рис. 1. Зависимость tп от τ и λз.

       Из математической модели (1) – (8) следует, что при неизменных параметрах жидкой стали толщина оболочки слитка в кристаллизаторе ξ (по солидус или ликвидус) зависит от τ*,  начиная с момента заливки в кристаллизатор: .        

       При плотном контакте слитка с кристаллизатором по всей его высоте при различных скоростях разливки толщина ξ в точке z в момент τ при произвольном изменении скорости разливки определяется выражением:

                                               .       (9)

       Так, на рис. 2 показана зависимость ξ(z,τ) в слябовом кристаллизаторе в различные моменты времени τ, прошедшего после скачка скорости разливки от 1 м/мин до 0,2 м/мин при ΔH = const. Как следует из рис. 2, при снижении скорости толщина оболочки увеличивается на всех уровнях кристаллизатора.

Для расчета усадки прямоугольного слитка по ширине  и толщине при стационарной скорости разливки, без учета деформации оболочки слитка под действием ферростатического давления жидкого металла, получено выражение:

                               ,        (10)

где В и А – изменение полуширины и полутолщины слитка в результате усадки; ξл(z) – толщина оболочки слитка по ликвидус на отметке z; ρт(z) и ρж(z)  – средние плотности твердой и жидкой фазы на отметке z. Усадка слитка обусловлена тем, что плотность твердой фазы больше плотности жидкой фазы, тогда как стохастический зазор между оболочкой и рабочей стенкой образуется при термическом сжатии и расширении оболочки слитка при ее взаимодействии с относительно холодной рабочей стенкой кристаллизатора.

Рис. 2. Зависимость ξ(z, τ).

       Для интенсификации теплообмена слитка с кристаллизатором профиль его рабочих стенок следует выбирать с учетом взаимосвязанности процессов охлаждения, затвердевания и усадки слитка. Показано, что для этого можно использовать уравнения (1) – (10), при этом изменение профиля кристаллизатора по длине должно соответствовать изменению толщины и ширины слитка в результате усадки. Т. к. ξ в кристаллизаторе нарастает приблизительно по закону квадратного корня, то профиль рабочих стенок, как следует из (10), должен быть примерно параболическим На рис. 3 приведены результаты расчета усадки стального сортового слитка 100×100 в кристаллизаторе с параболической конусностью стенок для скоростей разливки 3,5 и 5 м/мин, а также профиль рабочей стенки в зависимости от z.

Рис. 3. Усадка слитка и профиль рабочей стенки в зависимости от z.        

       Как следует из рис. 3, чем меньше скорость разливки, тем меньше усадка слитка. Расчет рационального профиля рабочих стенок следует производить для максимальной скорости разливки. При меньших скоростях плотный контакт слитка с рабочей стенкой будет обеспечиваться за счет пластической деформации оболочки слитка под действием ферростатического давления жидкого металла.

В главе 3 «ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В РАБОЧЕЙ СТЕНКЕ КРИСТАЛЛИЗАТОРА И В СЛОЕ ТЕПЛОИЗОЛИРУЮЩЕГО ШЛАКА» рассмотрены тепловые потоки и температурные условия в рабочей стенке кристаллизатора и в слое шлака при динамических режимах разливки.

Как следует из математической модели (1) – (8), при рациональном профиле рабочих стенок и неизменных параметрах жидкой стали плотность теплового потока, отводимого от поверхности слитка, зависит от τ*: q = q[τ*]. Получено выражение, связывающее q со средней плотностью теплового потока в кристаллизаторе qср:        

                                       , (11)

где – зависимость qср от времени пребывания слитка в кристаллизаторе τкр при стационарной скорости разливки (см. рис. 4).

Рис. 4. Зависимость qср(τкр).

Экспериментально получена зависимость qср(τкр) при разливке сортовых заготовок квадратного сечения 100×100 мм2 в кристаллизаторе МНЛЗ, имеющем параболический профиль рабочих стенок. Опытные значения qср, показанные на рис. 4, с погрешностью не более 5 % описываются зависимостью:

                                       ,                (12)

где σ = 4,38 МВт/(м2·с0,5). Зависимость (12) получена для τкр > 6,3 c. Зависимость qср(τкр) при τкр ≥ 0 можно аппроксимировать выражением:

                       ,          (13)

где n ≥ 1 – постоянный коэффициент; qmax – плотность теплового потока q на уровне мениска жидкого металла в момент . С учетом (11) и (12) получено выражение для расчета q при временах τ* > 6,3 c:

                                       .                       (14а)

       С учетом (11) и (13) получена аппроксимация q[τ*] при всех τ*:

    (4б)

На рис. 5 показана зависимость q[τ*], рассчитанная по выражениям (14а) и (14б), где σ = 4,38 МВт/(м2·с0,5); qmax = 6 МВт/м2; n = 1; 2. Точное значение величины qmax следует определять экспериментально.

Рис. 5. Зависимость q[τ*];

1 – расчет по (14а); 2 – расчет по (14б) при n = 2; 3 – расчет по (14б) при n = 1.

  При формула (14б) переходит в (14а). Значения qmax и n в (14б) влияют на температурные условия в верхней части рабочей стенки и на затвердевание слитка в начальные моменты времени. По математической модели  (1) – (8) при δ0 = 0 получена зависимость q[τ*], аналогичная (14а); при δ0 > 0  по математической модели  (1) – (8) получается зависимость q[τ*] аналогичная (14б), где  n = 2; величина qmax связана с величиной δ0 выражением:

                             .

Разработана методика определения q во все моменты времени τ*, включая момент τ* = 0, основанная на измерении теплового потока, отводимого водой, охлаждающей кристаллизатор, и на математическом моделировании теплопередачи от слитка к охлаждающей воде при скачке скорости разливки. При динамических режимах разливки плотность теплового потока от слитка к стенке в точке z в момент τ определяется выражениями:

                                        (15)

Например, при ступенчатом уменьшении скорости разливки от v1 до v2  в момент τ = 0 при одновременном прекращении подачи жидкого металла в кристаллизатор на основе (15) и (5) получено выражение:

                        (16)

где Q′(τ) – тепловой поток от слитка к рабочей стенке в зависимости от τ; Р – средний периметр рабочих стенок. Из (16) можно определить плотность теплового потока q[τ] для τ ≥ 0, если известна зависимость Q(τ), поскольку

                             

       Так как экспериментально измеряется тепловой поток от рабочей стенки к охлаждающей воде Q″(τ), то зависимость Q′(τ) определяется из численного решения обратной задачи теплопроводности в рабочей стенке.

При моделировании теплопередачи от слитка к воде рабочую стенку толщиной δс можно считать плоской, при этом теплоотдача от стенки к воде характеризуется эффективным коэффициентом теплоотдачи αэф, зависящим от формы каналов.

  Установлены закономерности изменения Q′ и Q″ при одинарных и двойных скачках скорости разливки, а также при изменении уровня жидкого металла в кристаллизаторе. Так, на рис. 6 показано изменение величин Q и Q″  для кристаллизатора сортовой МНЛЗ, разливающей слитки 100×100 мм, в зависимости от времени τ, прошедшего после скачка скорости разливки от 5,5 м/мин до 3,5 м/мин при неизменном уровне жидкого металла в кристаллизаторе. При расчете толщина медной рабочей стенки кристаллизатора принята равной 0,11 м, ее рабочая высота – 0,7 м. Из рис. 6 следует, что из-за тепловой инерции рабочей стенки Q″ в переходных процессах не равно Q′; в стационарных условиях эти величины равны.

Рис. 6. Зависимости Q′(τ) и Q″(τ).

  Для кристаллизатора с щелевыми каналами разработана инженерная методика расчета αэф по выражению:

  ,  (17)

где αв – коэффициент теплоотдачи от стенки канала к воде; l, а – высота и ширина канала; δ – расстояние между соседними каналами; ; ; с – коэффициент теплопроводности материала стенки. На основе сравнения с результатами численного расчета показано, что по (17) можно с достаточной точностью определять αэф. Тепловое сопротивление от рабочей поверхности стенки до воды определяется выражением .

       Установлено влияние скорости воды в каналах w и геометрических размеров канала (a, l, δ) на коэффициент αэф; показано, что эффективней всего увеличить αэф можно за счет уменьшения расстояния между каналами δ.

       Установлены закономерности изменения температур охлаждающей воды, стенки каналов и рабочей поверхности стенки по высоте щелевого кристаллизатора вертикальной МНЛЗ  в зависимости от параметров w, v, δ и δс. Показано, что рациональной скоростью движения воды при всех скоростях разливки можно считать значение w = 6 м/с. При этом исключается поверхностное кипение воды по всей высоте кристаллизатора, и температура рабочей поверхности при толщине стенки δс < 30 мм не превышает температуры размягчения меди 350 С. Рассчитаны рациональные расходы воды для типовых размеров щелевого кристаллизатора.        

       Для оценки потерь тепла через зеркало жидкого металла разработана математическая модель теплообмена в слое теплоизолирующего шлака. Установлено, что большая часть потока тепла от зеркала к шлаку расходуется на расплавление шлака, а непосредственно с поверхности шлака уходит незначительное количество теплоты. В целом, тепловым потоком через слой теплоизолирующего шлака по сравнению с тепловым потоком через рабочие стенки можно пренебречь.

         В главе 4 «ИССЛЕДОВАНИЕ ОХЛАЖДЕНИЯ И ЗАТВЕРДЕВАНИЯ СЛИТКА В ЗВО ПРИ СТАЦИОНАРНЫХ РЕЖИМАХ РАЗЛИВКИ» разработан  метод определения интенсивности охлаждения слитка в отдельных зонах ЗВО, основанный на непосредственном измерении температуры поверхности слитка, а также установлено влияние интенсивности охлаждения и других факторов на процесс затвердевания слитка в ЗВО. Для установления аналитической взаимосвязи между параметрами охлаждения и затвердевания слитка в ЗВО разработана инженерная модель затвердевания слитка, позволяющая рассчитывать степень кривизны температурного поля в оболочке слитка. Показана достаточная точность данной инженерной модели путем сравнения результатов расчета процесса затвердевания с известным точным решением задачи затвердевания плоского полуограниченного тела при постоянных граничных условиях I-ого рода (задача Стефана) и численным решением задачи затвердевания стального сляба при постоянных граничных условиях III-ого рода. На основе разработанной инженерной модели получены аналитические выражения для расчета толщины оболочки при постоянных граничных условиях I-ого и III-ого рода, а также температуры поверхности слитка при граничных условиях III-ого рода.

Для определения коэффициента теплоотдачи α на поверхности слитка с жидким ядром на основе инженерной модели получено выражение:

                                       ,                 (18а)

,             (18б)

где n – коэффициент кривизны температурного поля в оболочке слитка;  ξс – толщина оболочки по солидус; tс, tп – температуры солидуса и поверхности слитка; tв – температура охлаждающей воды;  – средний коэффициент теплопроводности металла в интервале температур tп tс;  с, L  – средняя массовая теплоемкость, средняя  плотность  и теплота затвердевания стали. Показано, что выражения (18) можно применять не только для слябовых, но и для сортовых заготовок, при условии, что ξс примерно в два раза меньше половины толщины заготовки.

       Установлено влияние периодичности расположения роликов и форсунок на погрешность измерения температуры поверхности слитка tп и разработаны рекомендации по установке датчика для измерения tп в зонах ЗВО.

Для измерения tп в центре боковой грани заготовки 100×100 мм2, разливаемой на сортовой МНЛЗ ЭСПЦ ОАО «Северсталь» с водяными форсунками, использовали цветовые пирометры. В комплект пирометра входят пирометрическая головка и оптический перископ. Диапазон измерения температуры составляет 700 1400 С, погрешность измерения – не выше ± 35 С. Пирометрическое оборудование устанавливалось в конце каждой зоны охлаждения, при обработке экспериментальных данных использовались значения температур, полученные при стационарной скорости 5,5 м/мин.

Толщина ξс в месте расположения пирометров рассчитывалась путем численного моделирования процесса затвердевания слитка в кристаллизаторе и ЗВО  методом последовательных приближений; по (18) определялись коэффициенты теплоотдачи αi в отдельных зонах. Погрешность определения αi наиболее существенно зависит от погрешности измерения tп и в данном случае не превышает 8,5 %. На рис. 7 в виде точек показаны парные значения αi и удельных расходов воды  gi в зонах, рассчитанных по регистрируемым расходам воды в зонах.

Рис. 7. Зависимость α(g).

       На рис. 7 показана также аппроксимирующая зависимость α(g) в виде сплошной линии,  описываемой выражением:

  (19)

где [g] = м3/(м2⋅ч); [α] = Вт/(м2С). При g < 2 м3/(м2⋅ч) выражение (19) можно заменить на такое: ; если g > 20 м3/(м2⋅ч), то α возрастает с увеличением  g очень медленно, стремясь к значению 765 Вт/(м2⋅С).  При g > 20 м3/(м2·ч) управлять охлаждением в первых трех зонах ЗВО сортовой МНЛЗ практически не представляется возможным, поскольку изменение g практически не отражается на α. Т.к. в первых 2-х зонах МНЛЗ величина g значительно превышает значение 20 м3/(м2·ч), то разработаны рекомендации по ограничению расходов воды в зонах с целью экономии воды и электроэнергии.

       В главе 5 «ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В ЗВО МЕТОДОМ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА» разработан метод определения тепловой взаимосвязи сляба с охлаждающими устройствами в ЗВО на основе исследования теплового баланса бункера ЗВО и математического моделирования затвердевания сляба в МНЛЗ. Разработана методика составления материального и теплового баланса для ЗВО, позволяющая определять количество теплоты, отведенной от слитка в ЗВО. Разработана методика экспериментального определения количества теплоты, отводимой паровоздушной смесью (ПВС) из бункера ЗВО МНЛЗ, включающая измерение температуры и скорости ПВС  на выходе  из бункера. Средняя плотность теплового потока на поверхности сляба в i-ой секции, кВт/м2, определяется так:

                                                         (20) 

g(i) = Gвод(i)/F(i) - удельный расход воды в i-ой секции, кг/(с⋅м2); Gвод(i) – расход воды на форсунки i-ой секции, кг/c; F(i) – площадь поверхности сляба в i-ой секции, м2; r = 2257 кДж/кг – теплота испарения воды; qрол(i) – удельный расход тепла на нагрев воды  в роликах в i-ой секции, кВт/м2, определяемый как

где св = 4,19 кДж/(кг⋅С); Gрол(i), Δtрол(i) – расход и нагрев воды в роликах i-ой секции; хпар(i) – степень парообразования в i-ой зоне, определяемая выражением

                                       

где tвод, tсл(i) – температуры воды на выходе из форсунок и воды, сливающейся со слитка в i-ой секции, причем для секций с водовоздушным охлаждением tсл ≅100 С, для секций с водяным охлаждением tсл < 100 С;  хп0(i) = Gп0(i)/Gвод(i) – коэффициент выхода пара из i-ой секции ЗВО, где Gп0(i) - расход пара на выходе из i-ой секции.

       Выполняется следующее соотношение:

                                                                      (21)

где  Gп0 – расход пара на выходе из всех секций ЗВО. В результате поступления относительно холодного воздуха в бункер ЗВО из водовоздушных форсунок и в результате присосов, часть пара Gп0 конденсируется, и расход пара в ПВС Gп, удаляемой из бункера, меньше суммарного расхода пара на выходе из ЗВО Gп0. На рис. 8 приведена зависимость отношения Gп/Gп0 от температуры ПВС tпвс, удаляемой из бункера, при различной температуре воздуха в цехе tвозд.

       

Рис. 8. Зависимость Gп/Gп0 (tпвс , tвозд).

       Как следует из рис. 8, чем меньше tвозд, тем меньше отношение Gп/Gп0 при той же температуре tпвс.        На основе измерения температуры и расхода ПВС разработана методика определения величин Gп и Gп0. Проводя серию измерений величины Gп0 при различных скоростях разливки и расходах воды Gвод(i) в секциях, и составляя систему уравнений на основе выражения (21), можно определить величины хп0(i) для секций с различными типами форсунок. 

       Данным методом исследовался тепловой баланс ЗВО слябовой ролико-форсуночной МНЛЗ № 3 (6-йручей) КП ОАО «Северсталь» при разливке слябов толщиной 250 мм и шириной 1600 мм; определена средняя величина хпар для секций с водовоздушным охлаждением: хпар ≈ 0,31, хп0 ≈ 0,18. По формуле (20) рассчитана величина qi для секций ЗВО. На основе математического моделирования процесса затвердевания слитка в МНЛЗ определены коэффициенты теплоотдачи в секциях ЗВО и получена зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в зонах ЗВО с водовоздушным охлаждением, показанная на рис. 9. Полученная зависимость α(g) описывается выражением:

                                             ,                       (22)

где α0 = 167 Вт/(м2·С); μ = 151 Вт·ч /(м3·С); [g] = (м3/м2·ч). Коэффициент μ определен с погрешностью 6 %; погрешность определения α0 – 8 %.

Рис. 9. Зависимость α(g).

       При более тщательном исследовании теплового баланса ЗВО при различных скоростях разливки данным методом можно весьма точно определять зависимости α(g) для различных секций ЗВО.

       На основе зависимости (22) можно регулировать интенсивность охлаждения сляба в ЗВО криволинейной МНЛЗ для обеспечения необходимого температурного режима охлаждения сляба. Также зависимость (21) можно использовать при расчете процесса затвердевания сляба.

       В главе 6 «РЕГУЛИРОВАНИЕ ОХЛАЖДЕНИЯ В ЗВО И КОНТРОЛЬ ЗАТВЕРДЕВАНИЯ  СЛЯБА В МНЛЗ» разработан метод охлаждения и затвердевания сляба в криволинейных МНЛЗ при динамических режимах разливки. Принцип рационального охлаждения и затвердевания сляба в МНЛЗ состоит в том, что температура поверхности tп выделенного элемента сляба определяется только временем пребывания данного элемента в МНЛЗ * и маркой стали М как при стационарных, так и динамических режимах разливки:

                                                tп = tп[τ*, М].                      

При рациональном охлаждении температура поверхности сляба резко снижается в начальные моменты времени в кристаллизаторе, а в ЗВО держится на неизменном рациональном уровне tЗВО в диапазоне температур  900 1050 С (в зависимости  от марки стали), как показано на рис. 10.

При условии, что параметры жидкого металла, подаваемого в кристаллизатор, неизменны, плотность теплового потока q, коэффициент теплоотдачи α и толщина оболочки ξ также будут являться функцией времени затвердевания τ* и марки стали:

                                               φ = φ[τ*, М],       (23)

где под φ понимаются q, α или ξ.

Рис. 10. Зависимость tп[τ*].

       В случае, если параметры жидкого металла изменяются во времени по закону p(τ) (например, температура жидкого металла или его химсостав), то φ для элемента сляба, который зародился в момент τ – τ* на уровне мениска, будет зависеть также от p(τ – τ*):

                                                              (24)

       Теоретические зависимости (24) для q, α или ξ определяются путем численного решения задачи затвердевания сляба при заданном изменении температуры поверхности сляба в зависимости от времени затвердевания tп[τ*, М] и параметров жидкого металла в зависимости от текущего времени р(τ).

       Величина φ в точке z в текущий момент τ при произвольном изменении скорости разливки, уровня мениска жидкого металла и температуры жидкого металла при рациональном охлаждении определяются выражениями:

                                       ,       (25)

где – время пребывания в МНЛЗ элемента сляба, определяемое из решения уравнения (5).

В кристаллизаторе с рациональным профилем рабочих стенок при неизменных параметрах жидкого металла, как следует из математической модели (1) – (8), выражение (23) выполняется автоматически, откуда следует, что в кристаллизаторе управлять охлаждением слитка не нужно,  необходимо лишь рационально подобрать смазку, поскольку ее свойства наиболее существенно влияют на температуру поверхности сляба в кристаллизаторе.

       Для иллюстрации рационального изменения интенсивности охлаждения сляба на рис. 11 показано изменение коэффициентов теплоотдачи при неизменных уровне и параметрах жидкого металла в точках z = 0,5; 1; 2 м при двойном скачке скорости разливки, когда в момент τ = 0 скорость скачком изменяется от значения v1 = 1 м/мин до v2 = 0,5 м/мин, а через промежуток времени τ = 2 мин скорость скачком изменяется до v3 = 1 м/мин. 

Рис. 11. Изменение α(z,τ) при двойном скачке скорости разливки.

       Как следует из рис. 11, при резком снижении скорости разливки коэффициенты теплоотдачи плавно уменьшаются во всех точках z, при резком увеличении скорости – плавно возрастают.

  На рис. 12 показано изменение толщины оболочки сляба по температуре солидус при рациональном охлаждении сляба на основе выражения (25) при неизменных уровне и параметрах жидкого металла, при двойном скачке скорости, когда  v1=1 м/мин,  v2 = 0,2 м/мин, v3 = 1 м/мин, Δτ = 5 мин.  Как следует из рис. 12, через 5 мин после первого скачка скорости на участке 0 < z < 1 м сформировался так называемый “пояс”. После второго скачка скорости при τ = 5 мин “пояс” начинает двигаться вдоль технологической оси. Перестройка толщины оболочки в данном переходном процессе длится 29,1 мин.

       Координата технологической оси, где заканчивается жидкая фаза, при динамических режимах разливки определяется выражением:

                         

где – зависимость времени полного затвердевания элемента слитка, который в момент времени τ – τзатв зародился на уровне мениска жидкого металла в кристаллизаторе, от параметров жидкого металла в тот же момент времени. При постоянных параметрах жидкого металла время τзатв при рациональном охлаждении одинаково при стационарных и нестационарных скоростях разливки. Получены выражения для расчета Lж при одинарных и двойных скачках скорости при М = const, p = const и ΔH = const.                

Рис. 12. Изменение ξс(z,τ) при двойном скачке скорости разливки.

       

       Удельный расход воды в точке z в момент τ при теоретическом изменении интенсивности охлаждения определяется выражением:

                                                        (26)

где g{α} – обратная функция от зависимости коэффициента теплоотдачи от удельного расхода охладителя α(g) типа (19) или (22). Предполагается, что изменение g приводит к изменению α, что выполняется не всегда (см. рис. 7).

Время τ* при произвольном изменении скорости разливки v() и уровня мениска жидкого металла ΔН(τ) определяется численно на основе уравнения (5). При этом формируются динамические массивы значений скорости vk  и уровня мениска ΔНk в дискретные моменты текущего времени τk = k·, где – шаг по времени; k = 0, 1, 2,… – индекс текущего момента времени. Для различных z численно рассчитывается τ*= τ*(z,τ) ≅ m·δτ, где целое число m  в текущий момент времени k удовлетворяет неравенствам:

                               

Современные возможности ПК позволяют в режиме реального времени, и даже много быстрее (например, при моделировании), с большой точностью рассчитывать время τ*(z,τ) для большого числа точек z. Для каждого текущего момента времени τk  решается задача затвердевания сляба при параметрах жидкого металла р(τk), в результате чего определяются зависимости .

       При позонном охлаждении сляба в ЗВО расход воды в i-ой зоне (i = 1, 2,…, N) в динамических режимах разливки в текущий момент τ определяется выражением:

                         (27)

где zi – координата середины i-ой зоны;  2Ai – охлаждаемая ширина сляба в i-ой зоны; li – длина i-ой зоны. Чем меньше li, тем ближе позонное охлаждение слитка, определяемое по (27), к рациональному, определяемому по (26). Отсюда следует, что отдельная зона с регулируемым расходом воды должна включать один ряд форсунок.

       В существующих МНЛЗ отдельные зоны включают несколько рядов форсунок, поэтому разработаны рекомендации по перераспределению расходов воды по отдельным рядам форсунок для исключения разогрева слитка при переходе из зоны в зону при стационарной скорости разливки.

       При позонном охлаждении сляба в ЗВО на основе (27) расчет процесса затвердевания при переменной скорости разливки производился численно на основе уравнения (1). Установлено, что при позонном охлаждении слитка в ЗВО на основе (27)  температура поверхности слитка выдерживается в среднем на заданном уровне при произвольном изменении скорости, исключая «пояс», который образуется в кристаллизаторе при временном снижении скорости разливки. Поверхность сляба вблизи «пояса» может существенно разогреваться и переохлаждаться при переходе из одной зоны в другую, что связано с конечной длиной зон. При рациональном изменении интенсивности охлаждения на основе (26) этого не происходит. Кроме того, при позонном охлаждении слитка при длительном снижении скорости разливки может образоваться «мост», когда внутри слитка остается жидкая фаза, отделенная от основной массы жидкого металла. При рациональном изменении интенсивности охлаждения «мост» не образуется. В целом, охлаждение слитка в ЗВО на основе (27), и тем более, на основе (26) является значительно более эффективным, чем охлаждение, применяемое в настоящее время на большинстве МНЛЗ, когда расходы воды в зонах изменяются без учета инерционности переходных процессов. 

Разработана программа охлаждения и затвердевания сляба в криволинейных МНЛЗ, управляющая расходами воды в ЗВО МНЛЗ при динамических режимах разливки, визуализирующая процессы охлаждения и затвердевания слитка, и рекомендованная к внедрению в систему АСУ МНЛЗ КП ОАО «Северсталь».

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

               

       В диссертации изложены научно обоснованные технические решения по исследованию и совершенствованию организации охлаждения слитка в МНЛЗ:

1. Развиты основы методологии охлаждения и затвердевания слитка в МНЛЗ при динамических режимах разливки, позволяющей выдерживать рациональный температурный профиль поверхности слитка и рассчитывать формирование твердой фазы вдоль технологической оси при произвольных стационарных и нестационарных режимах разливки, при которых изменяются скорость разливки, уровень мениска жидкого металла в кристаллизаторе и параметры жидкой стали, подаваемой в кристаллизатор; разработаны рекомендации по совершенствованию распределения интенсивности охлаждения слитка в отдельных секциях ЗВО.

2. Разработан метод исследования теплообмена  в ЗВО, включающий исследование теплового баланса бункера ЗВО и математическое моделирование процесса затвердевания сляба в МНЛЗ; получена эмпирическая зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в секциях с водовоздушным охлаждением криволинейной слябовой ролико-форсуночной МНЛЗ.

3. Разработана математическая модель теплообмена слитка с кристаллизатором, позволяющая рассчитывать величину зазора между слитком и рабочей стенкой; установлено влияние теплофизических параметров смазки и металла на процессы охлаждения и затвердевания слитка в кристаллизаторе; разработана методика расчета усадки слитка и выбора рационального профиля рабочих стенок кристаллизатора; даны рекомендации по совершенствованию теплообмена слитка с кристаллизатором.

4. Разработан метод исследования интенсивности охлаждения слитка во все моменты его пребывания в кристаллизаторе на основе измерения теплового потока, отводимого охлаждающей водой,  и моделировании теплопередачи в рабочей стенке кристаллизатора при динамических режимах разливки; установлен характер изменения тепловых потоков и температур по высоте и толщине рабочей стенки кристаллизатора сортовой МНЛЗ.

5. Разработан метод определения интенсивности охлаждения слитка в секциях ЗВО МНЛЗ, включающий измерение температуры поверхности слитка и математическое моделирование процесса затвердевания слитка в МНЛЗ; установлена зависимость коэффициента теплоотдачи от удельного расхода воды в ЗВО сортовой МНЛЗ.

6. Разработана инженерная методика расчета теплопередачи в рабочей стенке щелевого кристаллизатора; установлены температурные условия в рабочей стенке в зависимости от технологических и геометрических параметров; разработана математическая модель теплообмена в слое шлака; даны рекомендации по совершенствованию системы охлаждения щелевого кристаллизатора вертикальной МНЛЗ.

7. Разработана инженерная методика расчета эффективного коэффициента теплопроводности расплава, включающая расчет средней скорости циркуляции расплава в кристаллизаторе и коэффициента теплоотдачи от расплава к твердой фазе,  и позволяющая учитывать геометрические размеры слитка, скорость разливки, и размер отверстий разливочного стакана.

8. Установлены закономерности изменения интенсивности охлаждения, температуры поверхности, толщины твердой фазы и глубины жидкой фазы слитка в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения МНЛЗ при стационарных и нестационарных режимах разливки.

Внедрение данных технических решений позволяет улучшить качество разливаемого металла, увеличить срок службы оборудования и производительность МНЛЗ, что приводит к повышению качества конечной продукции (проката) при одновременном снижении ее себестоимости.

Основное содержание диссертации отражено в работах:

Публикации в рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК:

  1. Лукин, С.В. Исследование теплоотдачи в зоне вторичного охлаждения сортовой машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, В.В. Плашенков, М.А. Образцов, С.А. Зимин,  А.П. Шалкин //  Известия вузов. Черная металлургия. – 2009. – №  1. – С. 47–51.
  2. Лукин, С.В. Исследование теплообмена слитка с кристаллизатором сортовой машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, В.В. Мухин, Е.Б. Осипов, Г.Н. Шестаков, Е.Г. Полушин  //  Известия вузов. Черная металлургия. – 2008. – №  5. – С. 31–35.
  3. Лукин С.В. Расчет теплового профиля рабочих стенок кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, В.Р. Аншелес, П.Г. Русаков, Г.Н. Шестаков и др. // Изв. Вузов. Машиностроение. – 2008. – № 6. – С. 57 – 63.
  4. Калягин, Ю.А.  Исследование теплообмена в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья заготовок / Ю.А. Калягин, С.В. Лукин, М.А. Образцов // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства). – М.: Машиностроение. – 2008. – № 2. – С. 66–67.
  5. Лукин, С.В.  Охлаждение и затвердевание металла в кристаллизаторе установки непрерывной разливки стали / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков, Т.И. Страшко, А.В. Зверев // Металлы. – 2007. – № 3. – С. 20 – 26.
  6. Лукин, С.В. Математическая модель теплообмена сляба с рабочей стенкой кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок  / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков и др. // Изв. вузов. Черная металлургия. – 2007. – № 3. – С. 13–16.
  7. Лукин, С.В. Контроль процесса теплоотдачи от сляба в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков и др. // Изв. вузов. Черная металлургия. – 2007. – № 5. –  С. 61– 66.
  8. Лукин, С.В. Расчет температурного поля в слое защитного шлака / С.В.  Лукин, Г.Н. Шестаков и др. // Изв. вузов. Черная металлургия. – 2007. – № 1. – С. 64.
  9. Сорокин, С.В. Расчёт  теплообмена  в  слябовой заготовке при  непрерывной  разливке  стали / С.В. Сорокин, С.В. Лукин, Г.Н. Шестаков // Изв. вузов.  Черная металлургия. – 2007. –  № 11. – С. 66 – 67.
  10. Лукин, С.В. Охлаждение и затвердевание сляба в машине непрерывного литья заготовок при переходных режимах разливки / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков и др. // Изв. вузов. Черная металлургия. – 2004. – № 1. – С. 59–61.
  11. Калягин, Ю.А. Исследование теплообмена в кристаллизаторе МНЛЗ с круглыми и щелевыми каналами / Ю.А. Калягин,  Н.И. Шестаков, О.В. Манько, С.В. Лукин // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства). – М.: Машиностроение, 2004. – № 12. – С. 29 – 31.
  12. Шестаков, Н.И. Расчет температурного поля непрерывноотливаемого слитка / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. Манько, С.В. Лукин, В.В. Плашенков // Изв. вузов. Черная металлургия. – 2004. – № 3. – С. 59–61.
  13. Калягин, Ю.А. Расчет теплообмена в рабочей стенке щелевого кристаллизатора и оценка влияния его конструктивных параметров на величину термического сопротивления рабочей стенки / Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, О.В.  Манько, С.В. Лукин // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства). – М.: Машиностроение, 2004. – № 2. – С. 38–40.
  14. Шестаков, Н.И. Теплообмен в рабочей стенке щелевого кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. Манько, С.В. Лукин // Проблемы машиностроения и надежности машин. – 2004. –  № 3. – С. 78–81.
  15. Калягин, Ю.А. Исследование системы охлаждения кристаллизатора слябовой машины непрерывного литья заготовок в натурных условиях / Ю.А. Калягин, С.В. Сорокин, С.В. Лукин // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства). – М.: Машиностроение, 2003. – № 7. – С. 36–37.
  16. Калягин, Ю.А. Определение гидравлических характеристик  кристаллизатора  с петлевой системой подвода воды  / Ю.А. Калягин, С.В. Лукин, С.Ю. Якуничев, А.А. Зайцев // Металлург. – 2003. –  № 8. – С. 46–47.
  17. Ламухин, А.М. Управление вторичным охлаждением сляба на машине непрерывного литья заготовок / А.М. Ламухин, С.В. Лукин, Ю.А. Калягин и др. // Сталь. – 2003, № 4. –  С. 24–25.
  18. Шестаков, Н.И. О расчете  температурного поля непрерывного слитка при известной интенсивности охлаждения / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, С.В. Лукин // Металлы. – 2003. – № 5. – С. 22–25.
  19. Бормосов, Н.А. Экспериментальный стенд и методика исследования форсунок при охлаждении металла в МНЛЗ / Н.А. Бормосов, Ю.А. Калягин, А.М. Ламухин, С.В. Лукин // Сталь. –  2003. –  № 6. – С. 35–38.
  20. Лукин, С.В. Способ динамического управления вторичным охлаждением сляба на машинах непрерывного литья заготовок при стационарных и переходных процессах / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, Д.И. Габелая // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства). – М.: Машиностроение. – 2003. – № 3. – С. 30–32.

               

               

Монографии:

  1. Лукин, С.В. Тепловые процессы при разливке стали на машинах непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин. – Череповец: ГОУ ВПО ЧГУ, 2008. – 418 с.
  2. Калягин, Ю.А. Тепловые процессы в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья заготовок / Ю.А. Калягин, С.В. Лукин, Н.А. Бормосов. – Череповец: ГОУ ВПО ЧГУ, 2005. –  168 с.
  3. Шестаков, Н.И. Совершенствование системы охлаждения машины непрерывной разливки стали / Н.И. Шестаков, С.В. Лукин, В.Р. Аншелес. – Череповец: ЧГУ, 2003. – 100 с. – ISBN 5-85341-138-1.

Патенты на изобретения:

  1. Пат. 2229958 Российская Федерация, МПК7  B 22 D 11/22, 11/124. Способ управления охлаждением сляба в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ криволинейного типа / Лукин С.В., Ламухин А.М., Калягин Ю.А. и др. – № 2002130853/02; заявл. 18.11.02; опубл. 10.06.04, Бюл. № 16. – С. 299 – 300.
  2. Пат. 2232666 Российская Федерация, МПК7  B 22 D 11/22, 11/124. Способ динамического управления охлаждением сляба в машине непрерывного литья заготовок / Лукин С.В., Калягин Ю.А., Орлов А.А. и др. – № 2003123510/02;  заявл. 24.07.2003; опубл. 20.07.2004, Бюл. № 20. – С. 295.
  3. Пат. 2286863 Российская Федерация, МПК7 В22 D 11/22, 11/124. Способ управления вторичным охлаждением сляба в машине непрерывного литья заготовок при стационарных и переходных режимах разливки / Лукин С.В., Калягин Ю.А., Ордин В.Г., Шестаков Н.И. и др. – 2004135842/02; заявл. 07.12.2004;  опубл. 10.11.2006, Бюл. № 31. – С. 289 – 290.

Прочие публикации:

  1. Лукин С.В. Определение рациональной конусности рабочих стенок кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Н.И. Шестаков и др. // Проблемы машиностроения и надежности машин. – 2007. – № 4. – С. 71 – 76.
  2. Шестаков, Н.И. Динамическая модель регулирования и контроля вторичного охлаждения сляба на машинах непрерывного литья заготовок / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, С.В. Лукин и др. // Неделя металлов: Материалы 2–й Междунар. Недели металлов, Москва, 10–12 марта 2004 г. – М., 2004. – С. 56 – 58. 
  3. Шестаков, Н.И. Управление охлаждением сляба на машинах непрерывного литья заготовок / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, С.В. Лукин // Неделя металлов:  Материалы 1–ой Междунар. Недели металлов, г. Москва, 3–5 июля 2003 г. – М., 2003. – С. 48.
  4. Лукин, С.В. Настройка и регулирование  вторичного охлаждения сляба на машинах непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков, Д.И. Габелая // Непрерывные процессы обработки давлением: Труды Всеросс. науч.-техн. конф., посв., 100-летию со дня рожд. акад. А.И. Целикова. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2004. – С. 157 – 161.
  5. Калягин, Ю.А. Экспериментальное исследование гидравлических и тепловых характеристик  кристаллизатора слябовой вертикальной машины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / Ю.А. Калягин, С.В. Лукин и др. // Бюллетень «Черная металлургия». – М.: ОАО «Черметинформация», 2003. – Вып. 5 (1241). – С. 53 –55.
  6. Лукин, С.В. Математическая модель теплообмена в кристаллизаторе / С.В. Лукин, С.В. Сорокин, Г.Н. Шестаков // Современные промышленные технологии. Материалы XVIII всеросс. науч.-техн. конф. – Н.Новгород: ННИМЦ «Диалог», 2007. – С. 14 – 15.
  7. Лукин, С.В. Затвердевание сляба при переходных режимах разливки в машине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин, А.В. Усачев, А.Р. Мусин // Фундаментальные проблемы металлургии: сб. мат. 3-й межвуз. науч.-техн. конф. –  Вестник УГТУ – УПИ. – Екатеринбург: УГТУ, 2003. –  № 5 (20).  – С. 75 – 78.
  8. Лукин, С.В. Динамическое управление охлаждением сляба в машине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин и др. // Вузовская наука – региону: Материалы 1-й Общероссийской науч.-техн. конф. – Вологда: ВГТУ, 2003. – С. 25 – 28.
  9. Лукин, С.В. Математическое моделирование теплообмена сляба с рабочей стенкой кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, П.В. Куликов, С.А. Зимин // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства: Материалы Междунар. науч.-техн. конф., посв.  50-летию ОАО «Северсталь». – Череповец: ЧГУ, 2006. – Ч.1. – С. 98 – 100.
  10. Лукин, С.В. Методика инженерного расчета конвективного теплообмена жидкой стали с твердой оболочкой сляба в машине непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, А.В. Зверев // Там же. – С. 105 – 108.
  11. Лукин, С.В. Теплообмен сляба с рабочей стенкой кристаллизатора машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, П.В. Куликов // Вестник ЧГУ. – Череповец: ЧГУ, 2006 . – № 2. – С.61 – 64.
  12. Лукин, С.В. Способ определения зависимости коэффициента теплоотдачи от удельного расхода охладителя в зоне вторичного охлаждения  МНЛЗ / С.В. Лукин, А.Р. Мусин  // Вестник ЧГУ. – Череповец: ЧГУ, 2004. – № 2. – С. 29 – 32.
  13. Лукин, С.В. Тепловые потоки в рабочей стенке кристаллизатора машин непрерывного литья заготовок при стационарных и нестационарных режимах разливки / С.В. Лукин, Ю.А. Калягин, Н.И. Шестаков // Вестник ЧГУ. – Череповец: ЧГУ, 2002. – № 1. – С. 53 – 55.
  14. Образцов, М.А. Регулирование интенсивности вторичного охлаждения в машине непрерывного литья заготовок / М.А. Образцов, Шалкин А.П., С.В. Лукин // Автоматизация и энергосбережения машиностроительного и металлургического производств, технология и надежность машин, приборов и оборудования: Материалы IV межд. науч.-техн.  конф. Т. 2. –  Вологда: ВоГТУ, 2008. – С. 46 – 48.
  15. Шалкин, А.П. Определение теплоотдачи при форсуночном охлаждении в машине непрерывного литья заготовок / А.П. Шалкин, М.А. Образцов, С.В. Лукин // Там же. – С. 46 – 48.
  16. Лукин, С.В. Исследование теплообмена в кристаллизаторе сортовой машины непрерывного литья заготовок / С.В. Лукин, Г.Н. Шестаков, С.А. Зимин // Вестник ЧГУ. – 2008. – № 3. – С. 91 – 94.
  17. Лукин, С.В. Теплопередача в рабочей стенке кристаллизатора МНЛЗ при динамических режимах разливки / С.В. Лукин, Г.Н. Шестаков // Вестник ЧГУ. – 2008. – № 4. – С. 147 – 151 и другие 47 публикаций.





© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.