РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ, ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ, И КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ МНЛЗ

РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ, ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ, И КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ МНЛЗ Выполнил студент Группы МЧ Проверил доц. каф. МЧМ Куберский С.В. Алчевск 2005 ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА № п/п Заданный параметр Значение Вариант Марка разливаемой стали 55C2 Содержание,% С 0,52-0,60 Si 1,5-2 Mn 0,6-0,9 Cr н.б.

0,3 Ni н.б. 0,4 S н.б. 0,02 P н.б. 0,02 Сечение слитка, мм 175 Эффективная длина кристаллизатора, м 0,9 Предел прочности стали в близи температ. солидус, МПа. 7,1 Плотность жидкой стали, кг/м7055 Теплоемкость жидкой стали, Дж/(кг*К) 656 Теплопроводность стали, Вт/(м*К) 30 Скрытая теплата затвердевания, кДж/кг 245 Коэффициент затвердевания, мм/мин0,5 30

Коэф-ент k завис. от марки ст. и назначения гот. продукции 0,125 Длина 4-х роликовой секции, м 1 Расстояние от мениска металла в кр-ре до секции ЗВО, м 2 Допуст. деформац. слоев мет. в темпе-рном интерв. хрупк. 0,002 Коэф-нт,учитывающий интенсивность охл. слитка в ЗВО 0,75 Относительная толщина закристаллизовавшейся корки 0,6

Расстояние между точками правки, м 1 Количество плавок в серии, шт 8 Масса разливаемого металла в ковше, т 50 Коэффициент учитывающий потери времени при разл 0,9 Коэффициент учитывающ. степень загр. оборуд. МНЛЗ, 0,85 Допустимое время разливки, мин 60 Длит. пауз между сериями для подгот. МНЛЗ к разл мин 60 Фонд рабочего времени эксплуатации

МНЛЗ, сут. 290 Продолжительность всех ремонтов, сут. 75 Тип сталеплавильного агрегата конвертер Количество конвертеров, шт 3 Садка, т 50 Длительность плавки, мин 34 СОДЕРЖАНИЕ Стр. ВВЕДЕНИЕ 1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ЛИКВИДУС И СОЛИДУС СТАЛИ РАЗЛИВАЕМОЙ НА МНЛЗ 2 СКОРОСТЬ НЕПРЕРЫВНОЙ

РАЗЛИВКИ 3 РАСЧЕТ ОХЛАЖДЕНИЯ ЗАГОТОВКИ 3.1 Определение толщины закристаллизовавшегося слоя и температуры на выходе из кристаллизатора 3.2 Определение температуры поверхности по длине заготовки и расхода воды на охлаждение в ЗВО 4 ВЫБОР ФОРМЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ОСИ 4.1 Базовый радиус МНЛЗ 4.2 Выпрямление непрерывнолитой заготовки 5 ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ МНЛЗ 5.1 Пропускная способность

МНЛЗ 5.2 Состав и подготовка МНЛЗ к разливке 5.3 Количество МНЛЗ в сталеплавильном цехе 30 СПИСОК ССЫЛОК 33 ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Графическое изображение расчетных параметров. ПРИЛОЖЕНИЕ 2. Результаты расчета. ВВЕДЕНИЕ Последние годы на Украине наметились тенденции по всесторонней мо-дернизации сталеплавильного комплекса.

Ориентируясь на передовой мировой опыт одними из основных путей эффективного перевооружения отрасли могут быть внедрение передовых схем внепечной обработки стали и установок непре-рывной разливки. Программа развития металлургического комплекса Украины до 2010 года включает значительное изменение структуры сталеплавильного произво-дства, а именно снижение доли мартеновской стали и разливки металла в изло-жницы в общем объеме металлопродукции. Значительное повышение доли кон-вертерной и электростали,

а также увеличение объемов металла разливаемого на МНЛЗ может существенно повысить конкурентоспособность продукции оте-чественной металлургии. В настоящее время успешно завершена реконструкия сталеплавильного производства на Донецком металлургическом заводе (реконструированы мощ-ности по выплавке и непрерывной разливке электростали) быстрыми темпами перевооружается Енакиевский металлургический завод (сооружение установки печь-ковш

и шестиручьевой радиальной МНЛЗ), на очереди Кривой Рог, Запо-рожье, Мариуполь. Данная курсовая работа посвящена расчету основных технологических, теплотехнических, конструктивных и эксплуатационных параметров МНЛЗ. 1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ЛИКВИДУС И СОЛИДУС СТАЛИ РАЗЛИВАЕМОЙ НА МНЛЗ При непрерывной разливке стали очень важно поддержание оптимально-го уровня температуры

разливаемого металла. Точный расчет и поддержание температуры металла при разливке необ-ходим для обеспечения высокого качества НЛЗ и стабильности процесса разли-вки. Повышенный перегрев металла над температурой ликвидуса способству-ет увеличению трещиночувствительности заготовок, развитию столбчатой структуры слитка и таких дефектов макроструктуры, как осевая ликвация и центральная пористость. Кроме того, чрезмерно высокая температура разлива-емого металла может привести

к прорывам НЛЗ по трещинам. При увеличении температуры металла в промковше выше оптимальной величины требуется снижение уровня скоростей вытягивания НЛЗ (ориентировочно, превышение оптимальной температуры разливки на 0С требует снижения скорости разли-вки на 5 %). Необходимая температура металла в промежуточном ковше рассчитыва-ется исходя из температуры ликвидуса для каждой марки стали. Определим температуру ликвидус заданной марки стали приняв следующий химический

состав, %: 0,50 С, 1,8 Si, 0,8 Мn, 0,3 Cr, 0,4 Ni, 0,02 S, 0,02 P. Расчет температуры ликвидус стали, производится по формуле: Тл =1534–tсн (1.1) где tсн – снижение температуры плавления железа из-за присутствия в нем примесей которое определяется по формуле: tсн =К1[C, %]+К2[Mn,%+Si,%+ Cr,%+ Ni,%+P,%+S,%] 0С, (1.2) где К1 и К2–коэффициенты для различных химических элементов в стали; [C,

%; Mn,%; Si,%; Cr,%, Ni,%, P,%; S,% ] – содержание химических элементов в стали (Заданные значения коэффициентов для различных химических элемен-тов в стали для расчета температуры ликвидус представлены в таблицах 1-2 [1]). Таблица 1 – Коэффициент К1 при заданном содержании углерода в стали для расчета температуры ликвидус Содержание углерода в стали, % 0,51  0,60 К86 Таблица 2 – Коэффициенты К2 различных химических элементов в стали для расчета температуры ликвидуса

Химический элемент Mn Si Cr Ni P S К2* 5 8 1,25 Расчетная температура ликвидус составит: tсн =К1[C, %]+К2[Mn,%+Si,%+ Cr,%+ Ni,%+P,%+S,%]= 860,56+50,75+8&a mp;#61620;1,75+ 1,5 0,3+ 0,4 4+0,02 30+0,02 25=73 оС, Тл =1534–tсн =1534 – 73=1461 оС. Рекомендуемая величина перегрева металла в промежуточном ковше над

температурой ликвидуса во время разливки на МНЛЗ для низко – и среднеугле-родистых марок стали составляет 30  35 ºС. Предполагаемые потери температуры металла в ходе разливки: - в промковше за время разливки одной плавки – 5  10 ºС; - при переливе металла из сталеразливочного в промежуточный ковш – 30  40 ºС (в зависимости от типа футеровки промковша и номера плавки в серии). Рекомендуемое превышение температуры металла в сталеразливочном ковше перед разливкой

на МНЛЗ должно составлять: 65÷85 ° С – для низко – и среднеуглеродистых марок стали; Определим температуру солидус стали, содержащей, %: 0,56 С, 0,75 Mn и 1,8 Si. Влиянием фосфора и серы с концентрациями до 0,025 % можем пренебречь. Рассмотрим уравнения, аппроксимирующие в данной области линию со-лидуса соответствующей бинарной диаграммы. В интервале (0,150,8) С действительно выражение: (1.3)

Для марганца Л.Кухарем [2] было выведено подобное соотношение: (1.4) а для кремния им же предложена формула (1.5) где NC, NMn, NSi – концентрация, % (ат.), указанных элементов. Процентные (по массе) содержания элементов пересчитаем на атомные (1.6) где – относительная масса элемента. По этому отношению 0,56 % С 2,5541 % (ат.), 0,75 Mn0,7615 % (ат.), 1,8 % Si3,5272% (ат.).

Теперь подставим концентрации NC, NMn и NSi в уравнения (1.3) – (1.4) и рассчитаем снижения температуры солидус: tC = -97,49 oC, tMn = -5,77 oC, tSi = -35,31 oC. Суммарное снижение температуры солидус tS = -138,56 oC, а температу-ра солидус tS = 1534-139=1395 oC. 2 СКОРОСТЬ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ При определении скорости разливки металла на машинах полунепрерыв-ного (МПНЛЗ) и непрерывного (МНЛЗ) литья заготовок исходя из того, что в кристаллизаторе должна получаться

корочка такой толщины, чтобы по выходе из кристаллизатора она бы не порвалась под действием жидкого металла [3]. Скорость разливки зависит от целого ряда факторов: сечение, марка, тип УНРС и влияет на производительность, качество, массу оборудования – стои-мость МНЛЗ. Предварительная оценка скорости может быть произведена также по формуле: (2.1) k – коэффициент, зависящий от марки стали и назначения готовой проду-кции; при отливке квадратных заготовок k=0,11-0,14.

При отливке блюмов из стали обыкновенного качества следует вы-бирать максимальное значение коэффициента. После подстановки соответствующих значений в уравнение (2.5) получим скорость разливки: wmin=0,11*(1+0,8/0,8)/0,8=2,75 wmax=0,14*(1+0,8/0,8)/0,8=3,5 wcp=0,125*(1+0,8/0,8)/0,8=3,13 ГИПРОМЕЗОМ рекомендуются следующие скорости разливки: для заданного сечения заготовки ав, мм2 8080 , м/мин 2,75-3,5

Однако эти скорости могут быть рекомендованы для случая, когда разли-вка плавок на МНЛЗ производится одиночными плавками. В случае серийной разливки методом плавка на плавку время разливки на МНЛЗ необходимо сог-ласовывать с продолжительностью плавки в сталеплавильном агрегате и рит-мом подачи ковшей с металлом в отделение непрерывной разливки. Для дальнейших расчетов выбираем скорость разливки 3,13 м/мин.

3 РАСЧЕТ ОХЛАЖДЕНИЯ ЗАГОТОВКИ 3.1 Определение толщины закристаллизовавшегося слоя и температуры на выходе из кристаллизатора Анализ процесса затвердевания заготовки в кристаллизаторе провел Хилс [5]. Расчет теплового поля заготовки ведет к полиному, константы которого рассчитывают с учетом поверхностных условий. Уравнения и результаты даны в безразмерных параметрах, что позволяет легко применять их для произволь-ных исходных данных и размеров заготовки.

Расчетом установлены толщина застывшей корки в зависимости от расстояния от уровня металла, температура на поверхности заготовки и тепло, отведенное кристаллизатором. Для определения толщины корки в кристаллизаторе , температуры по-верхности заготовки и количества отведенного тепла А.В.Д. Хилс [5] уста-новил ряд упрощенных соотношений, которые в системе СИ имеют вид: (3.1) (3.2) (3.3) Безразмерное расстояние от уровня стали в кристаллизаторе , (3.4) где

х -реальное расстояние, м; -время нахождения заготовки на глубине х в кристаллизаторе, с; v-скорость заливки, м*с-1; -коэффициент теплоотдачи от поверхности заготовки к охлаждающей воде, Вт*м-2 *K-1: (3.5) где d -толщина зазора между заготовкой и стенкой кристаллизатора; - коэффициент теплопроводности жидкого вещества в зазоре; -толщина медной стенки кристаллизатора; - коэффициент теплопроводности меди; -коэффи-циент теплоотдачи от внешней стороны мед¬ной стенки кристаллизатора к охла-ждающей воде

(определяют по критериальным соотношениям). Хилс использовал уравнение Nu = 0,023 (Re)0,8 (Pr)0,33 и параметры: Y- эф-фективная длина кристаллизатора, м (соответствует уровню стали в кристалли-заторе); -безразмерная длина кристаллизатора; -безраз-мерная толщина застывшей стали; -реальная толщина застывшей корки, м; -безразмерная температура поверхности заготовки; -реальная темпе-ратура поверхности заготовки, °С; -температура солидуса;

Н' = L1/(ctS)-безраз-мерное общее тепло затвердевания; L1-реальная скрытая теплота затвердевания (включая теплоту перегрева) (здесь t1 -температура разливаемой стали); -безразмерное тепло, отведенное от части заготовки длиной х, приходящееся на единицу окружности кристаллизатора; -реальное тепло, отведенное из части заготовки длиной х, приходящееся на единицу окру-жности кристаллизатора за единицу времени. Для расчета температуры застывшей корки в кристаллизаторе

К. Фекете [6] разработал примерные упрощенные методы. Он исходит из рассуждений, что кристаллизатор в МНЛЗ является теплообменником, работающим противо-точно, так что можно считать, что разливаемая сталь охлаждается проточной водой. Им получено соотношение: , (3.6) где -разность температур между жидкой сталью и охлаждающей кристалли-затор водой; -разность температур обоих веществ при входе в кристаллиза-тор; -коэффициент теплоотдачи,

Вт* м-2 *К-1; -охлаждающая внутренняя поверхность кристаллизатора, м2; -энтальпия стали; - энтальпия воды, равная ; -внутреннее сечение кристаллизатора, м; v-скорость вытягивания, м*с -1; -плотность застывшей стали, кг*м -3; с-теплоемкость ста-ли, Дж * кг –1* К-1. На основании известных результатов изучения отвода тепла, проведен-ного X. Крайнером и Б. Тарманном [7], а также И. Саважем и

В.Х. Притчардом [2], К. Фекете составил уравнение для отвода тепла кристаллизатором: . (3.7) Для определения средней плотности теплового потока от кристаллиза-тора на данном расстоянии х от уровня стали в кристаллизаторе необходимо проинтегрировать предыдущее соотношение: ; (3.8) , (3.9) где - время, с. При описании передачи тепла от твердого тела к обтекающей его жидко-сти или газу имеется в виду теплообмен. Количество тепла Q, Дж, переходящее с поверхности тела в окружающую среду, определяют по

формуле Ньютона: (3.10) где - коэффициент теплоотдачи, Вт м-2 К-1; tп – температура поверхнос-ти тела, 0С; tср – температура окружающей среды, 0С; S – охлаждаемая площадь, м2; - время, с. Согласно уравнению Ньютона получим: (3.11) где , К - среднелогарифмическая разность температур в кристаллиза-торе между сталью и охлаждающей водой: (3.12) Здесь (индекс 1 относится к стали,

2-к воде; р- для температуры входа; к- выхода). Из теории расчета теплового обмена известно, что среднелогарифмичес-кую разность можно заменить среднеарифметической, если По-видимому, эти условия при разливке стали на МНЛЗ будут всегда выполняться: (3.13) (3.14) При этом упрощении коэффициент теплоотдачи из уравнения (3.11) будет выражен следующим образом: (3.15) Теперь подставим соотношение под уравнением (3.11) и (3.15) в уравнение (3.6) и одновременно заменим

по предполагаемым температурным разностям и выражения: , (3.16) (3.17) В результате получим из уравнения (3.6): (3.18) В уравнение (3.17) следует еще подставить выражение, которое определя-ет количество общего тепла затвердевания в зависимости от времени. Если тол-щина корки (3.19) Общий объем застывшей корки на расстоянии х от уровня стали, то: (3.20) Количество освободившегося общего тепла , , которое должны отвести за время через единицу поверхности

, выражают как плотность теп-лового потока: (3.21) Получим окончательный вид уравнения для расчета средней температуры застывшего слоя металла в кристаллизаторе, который будет иметь вид: , (3.22) где Градиент температуры в застывшей корке стали определим графически с помощью двух точек в координатах: , (3.23) соответствующих границе зоны кристаллизации с температурой , и (3.24) Рассчитаем температуру поверхности заготовки в кристаллизаторе разме-ром а = 0,175 м; b = 0,175

м через 6,5 с после начала разливки и далее через каждые 5 с до выхода заготовки из кристаллизатора. Для расчета принимаем: S=0,63 ; =7055 ; с= 545 ; ; высота кристаллизатора h = 0,9 м. Время движения заготовки в кристаллизаторе =41,5 с. За первые 6,5 с заготовка пройдет путь 0,021667*6,5 = 0,141 м, а соответствующая площадь кристаллизатора = 0,63*(6,5/41,5)=0,099 . По уравнению (3.21) определим:

По уравнению (3.9) рассчитаем : Температуру определим последовательным приближением (итераци-ей). В калькулятор вводим оцениваемую величину и после вычисления с помо-щью уравнений (3.22) добавляем в уточненное значение, чем достигаем же-лаемой точнoсти результатов. 1. Оценочная =1460, (расчетная)=1481,7. 2. Оценочная =1481,7, (расчетная)=1481,9.Таким образом, =1482°С. Аналогично при определении примерной температуры затвердевшего слоя заготовки на выходе из кристаллизатора

(т.е через 41,5 с) получим: После подстановки в уравнение (3.22) определим температуру с помо-щью итерации. 1.Оценочная =1400, (расчетная)=1332,7; 2.Оценочная =1332,7 (расчетная)=1328,7; 3.Оценочная =1328,7 (расчетная)=1328,5. =1329°С. Граничные и промежуточные данные расчетов представлены в таблице 3. Таким образом, средняя температура затвердевшего слоя стали в кристаллизаторе через 6,5 с после начала разливки составляет 1482°С, через 41,5 с (на выходе из кристаллизатора) она равна 1329°С.

Таблица 3. Результаты расчета температуры закристаллизовавшегося слоя и толщины корки по ходу движения слитка в кристаллизаторе. Параметры Время движения слитка в кристаллизаторе, с 6,5 11,5 16,5 21,5 26,5 31,5 36,5 41,5 Пройденный путь, м 0,141 0,25 0,358 0,466 0,574 0,683 0,791 0,9 Площадь крист-ра, м2 0,099 0,174 0,25 0,326 0,402 0,478 0,554 0,63 Колич. освободивш. тепла, МВт/м2 1,503 1,117 0,924 0,803 0,718 0,654 0,604 0,563

Ср. плотн. теплового потока, МВт/м2 2,272 2,081 1,913 1,767 1,639 1,526 1,428 1,341 Средняя температура застывшего слоя, оС 1482 1448 1418 1393 1373 1355 1341 1329 Толщ. закристаллиз. корочки, мм 7,9 10,51 12,59 14,37 15,96 17,4 18,73 19,97 Координата у1, мм 79,6 76,99 74,9 73,13 71,54 70,1 68,77 67,53 Координата у2, мм 83,5 82,24 81,2 80,31 79,52 78,8 78,14 77,51

Температуру на поверхности слитка определим графически с помощью выражений (3.23) и (3.24) (Приложение 1, рис. 1) . Толщина корки по формуле (3.19) через 6,5с будет мм, а через 41,5 с мм. Температура поверхности через 6,5 с составляет 1445°С, температура через 41,5с на выходе из кристаллизатора равна 1190°С. 3.2 Определение температуры поверхности по длине заготовки и расхода воды на охлаждение в ЗВО Для выбора режима охлаждения в зависимости от разливаемой стали (те-мпературы поверхности слитка

в конце ЗВО) и скорости вытягивания слитка задается кривая температуры поверхности по длине слитка. Эта кривая выбира-ется из условия минимизации термических напряжений в непрерывнолитом слитке, что достигается равенством скоростей охлаждения слоев металла, рас-положенных у фронта кристаллизации и на поверхности: . Решение этого равенства позволило получить следующее уравнение: , (3.25) где о = to/tr –относительная температура поверхности и заготовки на вы-ходе из кристаллизатора; to

–температура поверхности слитка на выходе из кри-сталлизатора, оС; tr – температура кристаллизации стали, оС; к = tк/tr– относите-льная температура поверхности заготовки в конце затвердевания; (tк – темпера-тура поверхности слитка в конце затвердевания, оС); а – толщина слитка; о–толщина оболочки слитка при выходе из кристаллизатора. Как следует из уравнения, если заданы толщина оболочки, температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора и температура поверхности слитка в конце

зоны затвердевания, то для каждого размера заготовки и скоро-сти вытягивания существует определенная закономерность изменения темпера-туры поверхности слитка по его длине, при которой коэффициент  имеет мак-симальное постоянное значение на всем участке охлаждения. Так как коэффициент  постоянен, то для любого участка зоны вторич-ного охлаждения можно записать: , (3.26) где n и  – относительная температура и толщина оболочки слитка

в мо-мент времени ; Если известно распределение температуры по длине слитка, то приведен-ное уравнение позволяет определить толщину оболочки слитка в любой момент времени . Время достижения соответствующей температуры поверхности определя-ется из выражения: , (3.27) где  – плотность жидкой стали; qк – скрытая теплота плавления стали;  – коэффициент теплопроводности стали. Уравнения (3.26), (3.27) позволяют построить зависимости температуры поверхности слитка tn и

толщины затвердевающей оболочки  от времени  или глубины жидкой лунки L для заданных скоростей разливки и температуры поверхности слитка в конце затвердевания tк . На основании приведенных выше уравнений определим температуру по-верхности по длине слитка при разливке на МНЛЗ заданной марки стали. Принимаем температуру поверхности слитка в конце затвердевания металла tк=9000С; теплоемкость затвердевшей стали С=0,545 кДж/(кг*К); теплопровод-ность стали =29

Вт/(м*К); скрытую теплоту затвердевания qк=270 кДж/кг; коэффициент кристаллизации k=30 мм/мин0,5; эффективную высоту кристал-лизатора Н=0,9 м. По значению толщины оболочки  и температуры поверхно-сти tп слитка на выходе из кристаллизатора и температуре поверхности слитка в конце зоны затвердевания определяем из условий (–время от начала выхода из кристаллизатора; L–расстояние от среза кристаллизатора) найдем Толщина оболочки слитка на выходе из кристаллизатора

была определена выше и составляет 19,97 мм. Температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора равна 1190 оС. Относительная температура поверхности слитка на выходе из кристалли-затора: в конце затвердевания слитка Тогда Используя уравнения (3.25), (3.26) и задаваясь температурой поверхности слитка, определим зависимости Время, необходимое для достижения температуры поверхности 11500С при =0,51 составит Относительная температура поверхности: Определим После подстановки получим =29,3 с или 0,49

мин. Толщина оболочки слитка при tn=11500C мм. Расстояние точки с tn=11500C от нижнего среза кристаллизатора: L=w=1,3*0,49=0,63 м. Распределение температуры поверхности и толщины корки слитка по длине непрерывнолитого слитка при =0,51 приведено в таблице 4. Данные, приведенные на рис.2 (Приложение 1), иллюстрируют распреде-ление температуры поверхности по длине слитка и изменение толщины закри-сталлизовавшейся оболочки.

Наличие распределения температур по длине слитка и толщине оболочки позволяет определить тепловые потоки на поверхности слитка, необходимые для отвода физической теплоты оболочки и теплоты кристаллизации qкр: , (3.28) , (3.29) где tср1, tср2 – средняя температура оболочки в начале и конце участка охлаждения; 1, 2 – толщина оболочки в начале и в конце участка охлаждения; L1, L2 – расстояние от торца кристаллизатора на входе и выходе с участка охлаждения; w – скорость вытягивания

слитка; С – теплоемкость затвердевшего металла. Таблица 4. Изменение температуры поверхности заготовки и толщины корки по длине непрерывного слитка. tп, 0С… 1190 1150 1100 1050 1000 950 900 Qo 0,79 0,79 0,79 0,79 0,79 0,79 0,79 Qk 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 Qn 0,79 0,76 0,73 0,7 0,66 0,63 0,6 To 8,44 8,44 8,44 8,44 8,44 8,44 8,44

Tn 8,44 7,39 6,37 5,57 4,92 4,39 3,95 , мин… 0 0,49 1,34 2,55 4,21 6,46 9,46 , мм…. 19,97 25,86 34,56 44,9 57,05 71,17 87,5 L, м…… 0 0,63 1,75 3,31 5,47 8,39 12,3 Зная тепловой поток и температуру поверхности, можно определить . Для выполнения требований по плавному изменению интенсивности ох-лаждения слитка по его длине для стали различных марок и возможности регу-лирования длины участка водяного охлаждения в зависимости от скорости

ли-тья и глубины жидкой лунки вся зона вторичного водяного охлаждения разби-вается на отдельные секции. Каждая секция обеспечивается самостоятельным подводом воды и установкой соответствующих форсунок. При расчете основных параметров систем вторичного охлаждения радиальных и криволинейных машин необходимо скорректировать плотность орошения слитка по малому радиусу за счет стекания воды, уменьшив его на 20…30 % по сравнению с большим радиусом. Как показывает практика эксплуатации слябовых машин, протяженность

зоны форсуночного охлаждения по узким граням может быть сокращена на 20…30 %. Определим расход воды на четырехроликовую секцию длиной l=1 м, расположенную на расстоянии L=2,0 м от мениска металла. Как следует из уравнений (3.28), (3.29) необходимо определить среднюю температуру и толщину оболочки в начале и конце участка охлаждения. По приведенным числовым данным и данным рис.2 определим, что tп на входе в секцию составляет 1130 0С,

а на выходе из секции tп =10900С, соответственно толщина образовавшейся корки слитка на входе и выходе из секции соответст-венно составили 1 =30 и 2 =38 мм. Принимаем с целью упрощения расчета линейное изменение температу-ры по толщине корочки. Тогда Суммарный тепловой поток q на поверхности слитка, обусловлен-ный отводом физической теплоты и теплоты кристаллизации, составит: а средний коэффициент теплоотдачи соответственно:

Плотность орошения на данном участке составит: Учитывая, что секция расположена практически вертикально, расход во-ды на грань по большому радиусу и грань по малому радиусу будет одинаков, а общий расход воды на секцию составит: 4 ВЫБОР ФОРМЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ОСИ 4.1 Базовый радиус МНЛЗ При использовании радиальных и криволинейных МНЛЗ при переводе слитка в горизонтальное положение его приходится деформировать – разги-бать.

При разгибе или правке возникающие в слитке напряжения могут превы-сить предел прочности и привести к образованию различного рода трещин. При этом необходимо принимать во внимание отливаемый сортамент, сечение заго-товки и условия охлаждения слитка, так как все эти параметры определяют до-пустимую величину деформации металла [8]. В случае радиальной машины разгиб слитка, как правило, проводится полностью в затвердевшем состоянии в одной точке. Одним из способов предотвращения образования дефектов при разгибе

слитка является при всех прочих равных условиях увеличение радиуса кривиз-ны, что позволяет снизить величину деформации и ее скорость. На основании опыта эксплуатации радиальных МНЛЗ и исследования влияния величины и скорости деформации при разгибе на качество непрерывного слитка ПО «Урал-маш» выработало практические рекомендации для выбора минимального базо-вого радиуса в зависимости от толщины слитка: Толщина слитка а, мм… ….150 200 250 315

350 Базовый радиус Ro, м 5 6 8 10 12 Однако, как показывает опыт эксплуатации радиальных установок, при отливке различных марок сталей в ряде случаев приходится снижать скорость разливки стали из-за появления внутренних горячих трещин в металле при его разгибе. Это обусловлено тем, что к точке разгиба слиток приходит с темпера-турой в его центральной части, близкой к температуре кристаллизации. В обла-сти этих температур существует так называемый высокотемпературный

интер-вал хрупкости, характеризуемый резко выраженным «провалом» прочностных и пластических свойств металла. Для многих сталей он проявляется при темпе-ратурах 13000 С и выше. Так, предел прочности углеродистой стали в темпера-турном интервале хрупкости снижается до 1 10 МПа. Поэтому для предотвра-щения образования внутренних трещин необходимо при разгибе снижать ско-рость и величину деформации слоев металла, находящихся в температурном интервале хрупкости.

Исследования механических свойств стали при 1300…14500 С позволили получить уравнение для оценки допустимого базового радиуса технологичес-кой оси МНЛЗ с разгибом в одной точке в зависимости от разливаемой марки стали и интенсивности охлаждения: (4.1) где а –толщина слитка, м;  – скорость вытягивания слитка,м/мин; k –ко-эффициент затвердевания [для прямоугольных (плоских) слитков с большим отношением b/a (ширины к толщине) k=24…26 мм/мин0,5;

для квадратных и круглых k=28…30 мм/мин0,5]; д – величина