Анализ тепловой работы кристаллизатора слябовой МНЛЗ
Украинская Ассоциация Сталеплавильщиков

Анализ тепловой работы кристаллизатора слябовой МНЛЗ

Смирнов А.Н., Штепан Е.В., ДонНТУ
Цупрун А.Ю., НПО «ДОНИКС»
Кислица В.В., Пильгаев В.М. ОАО «НКМЗ»

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами

Кристаллизатор представляет собой один из наиболее функционально важных узлов, определяющих рациональную работу МНЛЗ и оптимальное качество непрерывнолитого сляба. При проектировании кристаллизатора необходимо выбрать такие геометрические параметры и расходы охлаждающей воды, которые, с одной стороны, обеспечат требуемую толщину корки на выходе из кристаллизатора, а с другой – надежность и долговечность работы стенок кристаллизатора.

Анализ исследований по проблеме и постановка задачи

Для расчета теплового поля кристаллизатора слябовой МНЛЗ рассмотрим перенос тепла от жидкой стали к охлаждающей воде. В нижней части кристаллизатора, когда вследствие усадки образуется газовый зазор, теплоотвод от заготовки идет по схеме, показанной на рисунке 1а, а в верхней части по схеме, показанной на рисунке 1б. Очевидно, что более тяжелые условия работы плит наблюдаются во втором случае. Вследствие этого, в дальнейших исследованиях теплового состояния кристаллизатора мы будем рассматривать второй вариант – как определяющий условия работы его стенок.

Анализ рисунка 1 показывает, что система «жидкая сталь – охлаждающая вода» может быть описана следующим уравнением [1]:

где q – плотность теплового потока; ТМ, ТВ – температура жидкого металла и охлаждающей воды соответственно; RК, RШл, RПокр, RСт, RК.охл – термосопротивления корки, шлакообразующей смеси, покрытия кристаллизатора, стенки кристаллизатора и обусловленное теплоотдачей на поверхности канала охлаждения соответственно.

Схемы теплоотвода в кристаллизаторе

Рис. 1. Схемы теплоотвода в кристаллизаторе.

Рассмотрим величины термосопротивлений, входящих в уравнение 1. Термосопротивление корки определяется уравнением 2:

где к – толщина корки; к – коэффициент теплопроводности корки.

Термосопротивление покрытия кристаллизатора определяется уравнением 3:

где Покр – толщина покрытия; Покр – коэффициент теплопроводности покрытия.

Термосопротивление стенки кристаллизатора определяется уравнением 4:

где Ст – толщина стенки кристаллизатора; Ст – коэффициент теплопроводности стенки кристаллизатора.

Термосопротивление, обусловленное теплоотдачей на поверхности канала охлаждения, определяется уравнением 5:

где – коэффициент теплоотдачи воды на поверхности канала кристаллизатора.

Анализ уравнений 2-5 показывает, что не определены две величины, необходимые для расчета температурного поля:

  • коэффициент теплоотдачи воды на поверхности канала кристаллизатора ;
  • плотность теплового потока q.

Для определения коэффициента теплоотдачи применяются несколько методик. В данной работе выбрана методика, основанная на применении эмпирических методов определения коэффициента теплоотдачи, в частности, для жидкостей, движущихся со скоростью более 5 м/с (формула Шака):

Сравнение данных расчета по формуле 7 (38592 Вт/м2*град) с литературными данными [2,3] (35000 Вт/м2*град) показало, что эта методика адекватно отображает процесс теплоотдачи от кристаллизатора к воде.

Величина интегрального теплового потока определяется экспериментально по перепаду температуры воды на входе и выходе из кристаллизатора и ее расходу [4]:

где pв – плотность воды, кг/м3; gв – расход воды на охлаждение кристаллизатора, м3/с; св – теплоемкость воды, Дж/(кг*К); – перепад температур воды на входе и выходе из кристаллизатора, К.

На различных МНЛЗ ведущими фирмами производителями проведено множество исследований по определению плотности интегрального и локального теплоотвода, определены эмпирические зависимости для конкретных условий [5-10]. Выбор конкретной зависимости во многом определяется условиями конкретной МНЛЗ и требует проведения экспериментальных исследований.

Изложение материала и результаты

В условиях ОАО «МК «Азовсталь» при разливке низкоуглеродистой низкокремнистой стали были проведены исследования реального теплосъема от кристаллизатора для условий, представленных в таблице 1.

Расчеты по формулам для определения плотности теплового потока [5-10] в сравнении с экспериментальными приведены в таблице 2.

Таблица 1. Реальный съем тепла при разливке низкоуглеродистой низкокремнистой стали со скоростью 0,9 м/мин сляба толщиной 220 мм

Таблица 2. Сравнение реального съема тепла с расчетным

Анализ данных таблиц 1 и 2 показывает, что уравнение 3 наиболее адекватно отражает реальный съем тепла с кристаллизатора для условий ОАО «МК «Азовсталь».

На основании вышеперечисленного была разработана методика и создан программный продукт «Mould» для расчета теплового состояния стенки кристаллизатора, который позволяет учитывать геометрию стенки, параметры охлаждающей воды, а также свойства материала стенки. Пример расчета теплового состояния узкой стенки слябового кристаллизатора шириной 220 мм приведен на рисунке 2.

Тепловое состояние узкой стенки слябового кристаллизатора

Рис. 2. Тепловое состояние узкой стенки слябового кристаллизатора

Анализ теплового состояния стенки кристаллизатора, выполненный с помощью программы «Mould» показал, что при ее конструировании должны быть учтены следующие особенности:

  • температура канала со стороны воды должна быть на 5oС ниже чем температура насыщения. При этом необходимо учитывать зависимость температуры кипения воды от давления. Не менее важным показателем является скорость движения воды, обеспечиваемая рациональной геометрией каналов и создаваемым давлением. Эта скорость должна обеспечивать достаточный теплоотвод у стенок каналов и предотвращать пленочное кипение охлаждающей жидкости (рисунок 2);
  • температура стенки кристаллизатора должна быть меньше температуры разупрочнения материала стенки (рисунок 2);
  • температура покрытия кристаллизатора должна быть меньше температуры разупрочнения материала стенки (рисунок 2);
  • средняя температура воды в каналах должна предотвращать выпадение осадка. Скорость охлаждающей воды, предотвращающая достижение такой температуры (45°С), должна быть не менее 6 м/с;
  • ширина канала в диапазоне от 5 до 10 мм практически не влияет на интенсивность теплоотвода и выбирается из конструктивных и технологических соображений;
  • выбор соотношения глубины каналов и расстояния между ними должен обеспечивать наилучший радиаторный эффект и выбирается конструктором в пределах 1-1,5. При уменьшении этого соотношения менее 1 температура стенки и покрытия кристаллизатора стремительно растут, а при увеличении соотношения более 1,5 уменьшается полезная толщина стенки, пригодная для перестрожки.

Выводы и перспективы дальнейших исследований

На основании полученных экспериментальных и расчетных данных создана методика расчета теплового состояния кристаллизатора слябовой МНЛЗ, позволяющая выбрать геометрические параметры и материал стенки кристаллизатора.

Библиографический список:

1. Машины непрерывного литья заготовок. Теория и расчет / Л.В.Буланов, Л.Г.Корзунин, Е.П. Парфенов и др. - Екатеринбург: Уральский центр ПР и рекламы «Марат», 2003 – 320 с.

2. Optimisation of narrow face water slot design for Siderar slab casting mould / B. G. Thomas, M. Langeneckert, L. Castella. et.al. // Ironmaking and Steelmaking .- 2003.-Vol30.-№3.- P.1-6.

3. Analysis of Thermal and Mechanical Behavior of Copper Molds during Continuous Casting of Steel Slabs / B. G. Thomas, G. Li, A. Moitra, and D. Habing // 80th Steelmaking Conference, (Chicago, IL, April 13-16, 1997), ISS Herty Award.- P. 1 - 19.

4. Нисковских В.М., Третьяков А.В., Хореев В.Н. и др. Отвод тепла составным кристаллизатором при непрерывной разливке стали / Металлургическое оборудование. Сб.науч.тр. // М.: НИИИНФОРМТЯЖМАШ, 1969.- №19.- С. 37-39.

5. Гиря А.П., Урбанович Л.И., Ермаков О.Н. и др. Исследование процесса теплообмена в кристаллизаторе МНЛЗ / / Повышение эффективности процессов непрерывного литья сталиЖ Сб.науч.тр. МЧМ СССР (ЦНИИЧерМет) .-М.:Металлургия, 1983.- С. 4-7.

6. Исследования кристаллизатора машины непрерывного литья толстых слябов / М.Хехт, Ж.Жу, Х.Лахмунд, К.-Х. Такке // Черные металлы.- №4.-2006.- С.41-47.

7. Mathematical simulation of steel shell formation in slab casting / G.Xia, R.Martinelli, Ch. Furst et.al. // CCC96.- Linz/-1996.-№6.-Р.1-10.

8. Дождиков В.И., Фарафoнов В.П., Гиря А.П. Исследование влияния основных технологических параметров на теплообмен в кристаллизаторе МНЛЗ // Совершенствование процессов непрерывной разливки стали. Сб.науч.тр. Киев. ИПЛ АН УССР.- 1985. С. 107 – 110.

9. Nakato H., Ozawa M., Kinishita K. et.al. Factors affecting the formation of shell and longitudinal cracks in mould during high- speed continuous casting of slabs / Tetsu-To-Hagane. – 1981.- V.67. №8.- P. 1200 – 1209.

10. Nozaki T., Mori T., Kawahara M. Characteristics of the “walking bar” type slab caster // Ironmaking and Steelmaking .- 1977.-№6.- P.355-360.

© Смирнов А.Н., Штепан Е.В., Цупрун А.Ю., Кислица В.В., Пильгаев В.М., 2010