Теплотехническое обоснование методов контроля и управления режимами охлаждения слитка на МНЛЗ тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.14.04, кандидат технических наук Лукин, Сергей Владимирович

• Лукин, Сергей Владимирович
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Лукин, Сергей Владимирович

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

1. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ

И УПРАВЛЕНИЯ ОХЛАЖДЕНИЕМ СЛЯБА В ЗВО МНЛЗ

1.1. Анализ способов определения тепловых параметров

в ЗВО МНЛЗ

1.2 Анализ степени изученности водовоздушяого охлаждения

1:3. Анализ методов управления переходными процессами

1.4 Постановка задач исследований

2. СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ

В ЗВО МНЛЗ

.2.1. Опред еление коэффициента теплоотдачи аъ толщины

корки ¿г по скорости убывания температуры поверхности слаба

2.2. Условия проведения эксперимента, по определению коэффициента теплоотдачи н толщины корки на действующей МНЛЗ

Выводы по главе

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ ОХЛАЖДЕНИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ

ДИСПЕРГИРОВАННОЙ ЖВДКОСТЬЮ

3.1.Методика эксперимента по изучению теплообмена одиночной

капли с нагретой поверхностью

3.2. Эксперимент по определению теша отведенного

кэшей в в зависимости от ее размера

3.3. Определение коэффициента теплоотдачи при

охлаждении водовоздушной смесью

3.4 Определение зависимости коэффициента тепжютдачи

от расхода вода да различных зон МШ13

Вывода по главе

4. РАЩОНАЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ РЕЖИМ В ЗВО МНЛЗ

ПРИ СТАЦИОНАРНЫХ И ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССАХ

4.1. КнкемашчесЕни способ расчета переходных режимов

на основе стахщонаршх тешювых режимов

4.2 Сравнение с чксдеиной моделью

Вывода по главе.,

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОМЗОВАШОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Теплотехническое обоснование методов контроля и управления режимами охлаждения слитка на МНЛЗ»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы:

Одним из перспективных направлений в металлургии является разливка стали на машинах непрерывного лжья заготовок (МЕЛЗ).

Надежность, прошводительностъ МНЛЗ и качество заготовок существенно определяется тепловыми процессами, протекающими в затвердевающем металле и элементах оборудования машины.

Рассмотрению вопросов теплофизики формирования непрерывного сляба посвящено значительное количество монографий и научных статей. Вопросы кристаллизации сляба рассматриваются в трудах Д.П. Евтеева , В.А. Ефимова, Ю.А. Самойловича , В Т. Сладшштеева , B.C. Рутеса , Ю.А. ьровмана . Тешюфнзическнм аспектам формирование непрерывного сляба посвящены работы Г.П. йванцова, A.A. Скворцова и А.Д. Ажнменко / Ай. Манохина , А.й. Вейника Е.М. Китэева , Н.И. Шестакова, Б.Г. Борисова . Тепловые процессы при переходных режимах разливки наиболее полно рассматриваются в работах В.Й. Лебедева, З.К. Кабакова, АЛ. Кузьминова , В.А. Карлика , С.А Филатова, В.Й. Дождккова. Тепловая работа роликов МЕЛЗ описана в трудах АН. ГПичкова, В.М.

Нисковских, С.Е. Карлинского, Ю.В. Денисова, A.B. Третьякова, В.П. Козлова, и Др.

Детальное изучение на МНЛЗ конверторного производства ЧерМК причин поломок роликов, факторов, определяющих коробление и деформацию слитка, условий образования трещин на поверхности сляба

показало, что е машинах конструкции ш'о "УралмашзаЕод" это обусловлено, во-первых, неравномерностью охлаждения поверхности: сляба, а во-вторых, потому что охлаждающая система ЗВО испытывает самопроизвольный дрейф тепловых параметров, что вызвано следующим:

- нет должной очистки воды и не. предусмотрена продувка форсунок в процессе работы машины.

- используются форсунки с ненормированными параметрами, в частности, неизвестен размер капель, и в силу этого охлаждающая способность форсунки также точно не определена.

внутреннее н неуправляемое охлаждение роликов приводит к

I

переохлаждению сляба в период технологических остановок и неравномерному охлаждению его в линии разливки.

В силу вышеизложенного управлять охлаждением сляба нужно путем периодической настройки системы вторичного охлаждения. При настройке следует обеспечить равномерность охлаждения, а также определенную интенсивность охлаждения в заданном месте МНЛЗ. Известно, что наибольшую равномерность имеет водовоздушное охлаждение, которое является наиболее перспективным при охлаждении слябовых заготовок. Поскольку водовоздушное охлаждение слабо освоено, то является жгуалышм его исследование, как в промышленных, так и лабораторных условиях.

Целью работы является разработка методов -контроля и управления охлаждением стального слитка в ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Данная работа построена следующим образом. В первой главе производится анализ -существующих методик определения тепловых параметров в промьжшенных условиях, степени изучениестн водовоздупшого

охлаждения, методов ржавления переходными процессами. Во-второй главе разработана методика определения - тепловых ..параметров в промышленных условиях. В третьей главе в опытах с одиночной каплей установлены некоторые закономерности водовоз душного охлаждения

высокотемпературных поверхностей. На основании данных закономерностей можно установить - убавляющие зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды й степени ее диспервдровашюсти. В четвертой главе рассматривается тепловая работа. ЗВО МНЛЗ в целом, предложены рациональные стационарные и переходные тепловые режимы в ЗВО.

Методы исследования: работа выполнена на основе теоретических и экспериментальных исследований. Эксперименты с одиночной' каплей производились в лабораторных условиях. Замеры температуры поверхности сляба производились в промышленных условиях Научная новизна работы:

1. Разработана методика определения коэффициента теплоотдачи и толщины' корки сляба в любом месте технологической оси ЗВО МНЛЗ, основанная на эффекте понижения температуры поверхности сляба при замедлении скорости вытягивания сляба.

2. Получено аналитическое выражение для определения степени кривизны температурного поля в корке затвердевающего сляба в зависимости от

^ л. —

температуры поверхности сляба.

3. Получена, закономерность теплообмена одиночной капли с нагретой поверхностью: тепло, отведенное каплей от высокотемпературной поверхности пропорционально квадрату линейного размера капли.

4.- Получена точная формула перестройки коэффициентов теплоотдачи в разных-, зонах МНЛЗ при переходных процессах, позволяющая выдерживать

рациональный режим охлаждения сляба в ЗВО МНЯЗ при произвольной смене скоростей разливки.

Практическая ценность.

1. Разработана методика контроля основных тепловых параметров в ЗВО

мнлз.

2. Предложен вид управляющей < зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода еоды и степени диспергнрованносги жидкости.

2, Получены выражения, задающие рациональный тепловой режим в ЗВО МНЛЗ при стационарных и переходных процессах.

Апробация работы. Основные разделы работы догладывались на кафедре "Экономики и технологшт производственных процессов" Вологодского политехнического ннстжута (г.Вологда, 1998); на кафедре "Теплотехники и гидравлики" Череповецкого государственного университета (г.Череповец, 1998 ) ; на международной научно-техннческой конференции "Прогрессивные' процессы и оборудование меташпургичесжого производства" ( г.Череповец, март 1998); на международной научно-технической конференции "Повышение эффективности теплообменных процессов и систем" (г. Вологда, 1998).

Публикации. Материалы диссертации отражены в б статьях. ■ Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка использованной литературы (88 наименований) и содержит 106 страницы машинописного текста, включая 10 рисунков.

1: СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И УПРАВЛЕНИЯ ОХЛАЖДЕНИЕМ СЛЯБА В ЗВО МНЛЗ.

1.1. Ажадщ способов определения тепловых параметров в ЗВО МНЛЗ.

Схема МНЛЗ криволзшейного шла представлена на рис. 1.1.

Рис. 1.1 Схема МНЛЗ криволинейного типа.

Жщрця сгальиз разливочного ковша попадает в промежуточный ковш 7 со стопором, регулир'шпдш количество металла, подаваемого в водоохлаждаемын кристаллизатор б. Перед началом разливки сверху в крисгз&шзагор вводится и-юкая мешщнческая затравка, верхний конец которой образует: дно кристаллизатора. После' наполнения кристаллизатора

к-

включается механизм вытягивания, который движет затравку и связанный с ней сляб вниз с определенной скоростью. Вытягиваемый из кристшш-ватора сляб с жидкой сердцевиной попадает в зону вторичного охлаждения 1-5, которая, представляет сооои хрущ* у опорных 'вращающихся роликов у, предохраняющих тонкую оболочку сляба от выпучивания под действием столба жидкой стали, й большое число форсунок 8, подающих распыленную воду или водовоз душную смесь на поверхность сляба для его дальнейшего охлаждения. После полного затвердевания в ЗВО сляб попадает в зону резки 10, где разрезается на мерные заготовки требуемой длины.

К основным тепловым параметрам в ЗВО, которые нужно определять при настройке тепловой работы МНЛЗ, относятся сждующне три:

1) температура поверхности сляба, 4

2) толщина корки сляба, ¿Г

3) коэффициент теплоотдачи от поверхности сляба, а.

Для определения этих параметров предложено много способов, которые можно классифицировать по уровню сложности, точности, и информативности. Очевидно, что наиболее полная, информация о. тепловом состоянии сляба должна отражать величины температуры поверхности, толщины корки и коэффициента теплоотдачи от поверхности сляба во всех точках технологической оси. В работе [28] предлагается способ, позволяющий подучить -такую информацию. В сляб вмораживается термопара на некотором

-х-'"

расстоянии • от поверхности сляба, которая движется вместе со слябом от самого кристаллизатора, то есть с момента затвердевания. После, восстанавливая численно граничные условия, можно получить значение

толщины корки и коэффициента теплоотдачи во все моменты времени.

1

Способ является очень громоздким и сложным в технической реать„^-:г;

точность его зависит от точности измерения температуры и расстоянр^: -а которое погружена термопара. Хотя способ является довольно информативным, но получение первичной информации связано с большими трудностями, и поэтому этот способ, очевидно, не может использоваться дня периодической настройки МЕДЗ. Вообще, зная предысторию поведения одного из трех указанных тепловых параметров, можно численно восстановить предысторию поведения двух других указанных параметров. Сложность состоит в том, как узнать предысторию хотя бы одного параметра.

Поэтому на практике отдают предпочтение локальному определению тепловых параметров, скажем, в заданном месте технологической оси, нзш в некоторых характерных точках. Отметим сразу следующее. Температура поверхности сляба, толщина корки и тепловой поток от поверхности сляба связаны между собой следующим простым' соотношением, предложенным Вейником'[12]:

Гг I

„ =ап'"3 ш fi.il

г .. -

где - температура затвердевания стали, А - коэффициент, теплопроводности, /г - коэффициент Вейннка, принимающий значения в пределах 1-1,3. Тепловой поток а, связан с а следующим выражением:

' Я = «(*п-<с) (1-2)

где 4 - температура окружающей среды.

Из (1.1) к (1.2) видно, что при локальном определении тепловых параметров, скажем, при измерении температуры поверхности сляба, нельзя

однозначно определить два других параметра - толщину коркн и коэффициент теплоотдачи. Один из этих параметров можно определить аналитически лишь

в том случае, если известны по крайней мере два других. Коэффициент теплоотдачи можно однозначно определить через температуру' поверхности лишь в том частном случае, когда теплообмен поверхности слаба со средой происходит в основном за счет излучения (при этом используется формула Стефана-Больцмана). Однако в общем случае, когда имеется роликовое и водовоздушное охлаждение, такой однозначной зависимости не существует, поскольку имеется много неучтенных конструкционных факторов.

В силу вышесказашюго, до сих пор исследователи полагали, что по локальным замерам температуры поверхности сляба невозможно определить толщину, корки и коэффициент теплоотдачи одновременно, поскольку недостаточно информации. Поэтому они предлагали определять какой-либо из этих двух параметров независимым способом, тогда третий легко определится

по формулам (1.1), (1.2). Действительно, если измерить 4 и <£ то можно посчитать а. Если кж-иибудь определить локально а, т.е. интенсивность охлаждения, либо тепловой поток д, либо количество отведенного на некотором" участке тепла О (все эти величины связаны простыми

соошопшниями), и измерить температуру поверхности, то можно посчитать толщину корки. Итак, общим недостатком всех методик локального

определения 4а является то, что требуется как минимум два устройства для определения дв~ух независимых параметров, третий же параметр можно получить аналитически. Рассмотрим некоторые способы определения

толщины корки.

Метод измерения толщины оболочки сляба, включаюпщй просекание через слиток электрического тока, основан на явлении изменения электропроводности металла при переходе его из жидкого состояния в твердое.. Устройство да его реализации [19] состоит из двух контактных роликов, прижатых к движущемуся слябу. К роликам подводится электрический ток. По величине этого тока судят- о толщине оболочки слитка. Так как на величину тока оказывает влияние непостоянное во времени электрическое сопротивление ролик-слиток, попытки реализовать данный способ для контроля толщины оболочки слитка не дают положительных результатов.

Методы измерения толщины оболочки слитка, основанные на использовании ультразвука, условно можно объединить в 3 группы: методы ультразвукового излучения [251 ультразвуковой зфоняцаемости [19,27,32,33] и ультразвуковой локации [19, 34].

Кристэдшзующийся метали испускает энергию в ультразвуковом диапазоне. Проходя через ободочку, колебания затухают тем сильнее, чем больше толщина твердой фазы. Устройства, реализующие дэнеый способ, не нашли применения в промьшшенностж из-за большой погрешности измерения, причиной которой является низкая мощность излучения.

Устройство для измерения толщины оболочки слитка методом ультразвуковой проницаемости описано в работе [19]. Оно содержит излучатель и приемник ультразвуковых колебаний, проходящих- сквозь слиток. Используя различную скорость распространения колебаний в жидкой и твердой фазе, по времени прохожденнмя сигнала судят о толщине оболочки.

В [32] для измерения толщины оболочки слитка предлагают применять ультразвуковые генератор и приемыш электромагнитного тока. Для

Метод измерения толщины оболочки сляба, включающий пропускание через сжитое электрического тока, основан на явлении изменения электропроводности металла при переходе его из жидкого состояния в твердое. Устройство для его реализации [19] состоит из двух контактных роликов, прижатых к движущемуся, слябу. К роликам подводится электрический ток. По величине этого тока судят о толщине оболочки слитка. Так как на величину тока оказывает влижие непостоянное во времени электрическое ' сопротивление ролик-слиток, попытки реализовать данный способ дин контроля толщины оболочки слитка не дают положительных результатов.

Методы измерения толщины оболочки слитка, основанные на использовании ультразвука, условно можно объединить в 3 группы: методы ультразвукового излучения [25], ультразвуковой проницаемости. [19,27,32,33] и

ультразвуковой локации [19,34].

Кристаллизующийся металл испускает энергию в ультразвуковом диапазоне. Проходя через оболочку, колебания затухают тем сильнее, чем больше толщина твердой фазы. Устройства, реализующие данный способ, не нашли применения в промышленности из-за большой погрешности измерения, причиной которой является низкая мощность излучения.

Устройство для измерения толщины оболочки слитка методом ультразвуковой прошщаемости описано в работе [19]. Оно содержит излучатель и приемник ультразвуковых колебаний, проходящих сквозь слиток. Используя различную скорость распространения . колебаний в жидкой и твердой фазе, по времени прохожденимя сигнала судят о толщине оболочки.

В [32] для измерения толщины оболочки сдихка предлагают применять ультразвуковые генератор" и приемник электромагнитного тока. Для

повышения .точности измерения, дополнительно измеряют .температуру поверхности слитка. ' ■ ,

Общим недостатком способов контроля толщины оболочки слитка, основанных на использовании ультразвуковых и Жуковых- колебаний является низкая точность, связанная с наличием посторонних шумов, а также то, что для их реализации требуются достаточно сложные устройства.. В силу этих недостатков разработанные способы и устройства не нашли широкого применения в промышленности.

Радиационные- методы [39,48] измерения толщины .оболочки слшка пришщпиально не отличаются от описанных выше методов, однако носителем сигналов являются не ультразвуковые волны, а у-кванты, испускаемые источником радиоактивного излучения. В качестве чувствительного элемента, как правило, используется .' счетчик Гейгера. Радиационный метод также дает естественную погрешность. 4

Известен способ непрерывного измерения толщины, оболочки по раздутию слитка под действием ферростатического давления жидкого металла

ГЛЛ ГТЧ.-! г-"*

здесь в постоянном контакте с поверхностью слитка находится измерительный ролик, который через скользящий стержень и шарнирное соединение связан с пневмоцшшндром, поддерживающим контакт' ролика со слитком Деформация корочки определяется с помощью датчика, связанного со, скользящим стержнем. . Данный способ технически сложен, и имеет значительную, погрешность.

Вышеописанные способы предполагали определение толщины корочки независимо от температуры поверхности сляба и коэффициента теплоотдачи.

н основывались не на тепловых., а каких-то других физических связях, Даиыпе рассмотрим способы, использующие связь параметров 4, 4> а-

В работах [15,51,53] предлагается способ контроля толщины корки на выходе из кристалнзатора. Суть его в том, что определяется тепло, отведенное 1сристажтшзатором от сляба, для чего' определяется перепад температуры воды на входе и на выходе из кристаллизатора: Далее составляется уравнение теплового балланса, которое связывает тепло, выделившееся в результате кристаллизации, и тепло, отведенное кристаллизатором. Из этого уравнения несложно определить средний прирост корки сляба в кристаллизаторе. Отметим, что в данном методе специально измеряется лишь один параметр -перепад температуры воды (остальные параметры известны), и однозначно определяется толщина корки на выходе из кристаллизатора. Это вроде бы

г

противоречит утверждению, что из трех параметров 1п , а нужно знать по крайней мере два, чтобы определить третий. Это объясняется тем, что в данном методе определяется прирост корки сляба в кристашшзахоре, а не сама толщина корки, и только потому, что при поступлении расплава в кристаллизатор толщина корки равнялась нулю, на выходе из кристаллизатора прирост корки равняется толщине, корки. Очевидно, что если тот же метод применить к отдельному участку ЗВО, и как-то измерить тепло, отведенное от (шябанаэтом участке, то можно определить опять же лишь прирост корки, но не ее толщину. К том]' же, в ЗВО не так-то просто определить отведенное от сляба тепло, в отличие от кристаллизатора, где все тепло в основном уходит с водой.

В работе [73] предложен способ определения тошцины корки в конце ЗВО МНЛЗ на основе .эффекта, вторичного разогрева поверхности сляба при

выходе го зоны вторичного охлаждения. Вторичный разогрев обусловлен резким уменьшением техшосъема с поверхности сляба, так как жидкостное охлаждение сменяется "сухим" охлаждением. Здесь уже автору для определения толщины корки требуется знать не только величину разогрева, но и оценивать, насколько -уменьшается интенсивность тегоюотвода, а для этого он задается изменением температуры охлаждающей воды. Итак, в данном методе требуется измерять температуру поверхности, и оценивать с большой погрешностью интенсивность теплосъема, и лишь тогда можно' определить толщину корки.

Толщину корки сляба в любом месте ЗВО МНЛЗ можно также оценить грубо по формуле

= .(1.3)

где эмшфический коэффициент К зависит от интенсивности охлаждения в предкдупщх зонах.. Измерив температуру поверхности сляба, по формулам (1.1), (1.2) можно оценить коэффициент, теплоотдачи. Данный способ 4явлаегся, пожалуй, самым простым, , но в то же время самым грубым.

В результате анализа способов локального определения' тепловых

параметров 1п, £ а в ЗВО МНЛЗ выявлено следующее:

1) из этих трех параметров проще всего'измерить температуру поверхности сляба, поэтому? при контроле тепловой работы -МШ13 чаще, всего применяют именно датчики температуры • поверхности, -как • наиболее' ' простые в эксплуатации;

2) оценка коэффициента теплоотдачи от поверхности сляба на основании замера только температуры' 'поверхности не -представляется возможной.

поскольку кроме излучатеяьнои составляющей теплового потока имеется доля тепла (причем с^тцествешая), отводимая роликами и водой;

3) дтш определения тошцшш корки сляба и коэффициента теплоотдачи на его поверхности исследователями предлагаются независимые способы, ишользуются дополнительные ншерительные. устройства и т.п., ' что неизбежно усложняет методики настройки тепловых параметров;

4) отсутствуют способы, которые по .локальному поведению температуры поверхности сляба позволяли бы определять как толщину корки в.данном месте технологической оси, так и коэффициент теплоотдачи одновременно.

Отметим причины, по которым исследователи не обращали внимание на локальное поведение температуры поверхности сляба, в частности, на скорость ее изменения при. постоянной интенсивности охлаждения. Во-первых, отсутствовали аналитические выражения, позволяющие выявить связь

между интенсивностью охлаждения 'а, толщиной корки ц, температурой

поверхности и скоростью .ее изменения во-вторых, скорость

изменекнж температуры поверхности движущегося сляба достаточно' сложно зарегистрировать; ведь если использовать два датчика, ретяртрукнцих температуру поверхности в даух точках технологической оси, возникнет погрешность; сравнимая, и даже превышающая разность температур. При использовании одного датчика, движущегося со слябом, возникают технические сложности. В обоих случаях, кроме того, интенсивность охлаждения вдоль технолопиеской оси не сохраняется постоянной, н это вносит свою погрешность.

От этих недостатков избавлен способ, изложенный в данной работе. Скорость изменения температуры поверхности нужно измерять одним

датчиком, установленным стационарно над поверхностью сляба, при замедлении скорости вытяжки сляба. При этом возникает- 1шнемашческий эффект понижения температуры поверхности в данном месте, по котором}' можно определить, как изменялась бы температура поверхности сляба, если бы интенсивность охлаждения сохранялась Используя аналитическую связь

параметров ф . <£ • .^¡¿к, и формулы (1.1), (1.2), можно достаточно

просто выразить локальные значения коэффициента теплоотдачи и толщины коркн через температуру и скорость ее изменения Таким образом, и в данном способе нужно знать не менее двух параметров, чтобы определить оставшиеся тепловые параметры; новизна в том, что вводится новый параметр, ранее не ишользовавхшшся - скорость изменения температуры поверхности.

1.2 Анализ, степени взученносш.водовоздупшого охлаждения.

Хотя водовоздушному охлаждению посвящено много исследований [74-81], тем не менее большинство из них отличаются малой степенью обобщенности. Полученные авторами зависимости коэффициента теплоотдачи а от различных факторов, таких как удельный .расход воды степень днспергнрованносга жидкости концентрация капель в факеле л, скорость движения капель V, расход воздуха §2' при внутреннем смешении воздуха и воды ( или скорость движения воздуха ув при внешней подаче воздуха), температура í и качество охлаждаемой поверхности и другие, не отражают общие закономерности водовоздуппюго охлаждения. Все перечисленные параметры в той или иной мере влияют на тешгосъем, но поскольку многие из

этих параметров находятся в тесной взаимосвязи друг с другом, то сложно выявить наиболее существенные параметры. Кроме того, некоторые параметры, такие как средний размер капель с! и концентрация их в потоке п нуждаются в корректном определении, поскольку под средним размером капель можно понимать средний шшешшй, квадратичный, объемный, или

какой-то иной размер. Под концентрацией обычно понимается число капель в

\

единице объема, но поскольку в факеле имеется большое число очень малых по размеру капель, не дающих существенного теплового эффекта, то возникает вопрос, нужно ли учитывать их и каким образом.

Также мало понятным остается влияние воздуха, который смешивается с водой. Известно, что тепловой эффект при таком смешении возрастает, правда, не объясняется почему7. По-видимому, введение воздуха приводит лишь к большей диспергироЕанности смеси, к уменьшению размеров капель, сам же воздух почти не участвует в теплообмене. Поэтому, • если в управляющей зависимости фигурирует расход или скорость воздуха, т.е. параметр, который удобно использовать при управлении охлаждением, то такую зависимость можно использовать лишь для того типа форсунок, при которых она получена, поскольку сам расход воздуха не влияет непосредственно на теплосъем.

Известно также, что тегагоомен диспергированной жидкости с низкотемпературной поверхностью (/< 400°С) сложным образом зависит от температуры поверхности. Имеется интервал температур от

ч

200 до 300 ЧС, где наблюдается так называемое явление Лейденфроста, когда теплосъем водяных капель со стальной поверхности максимален. Это обусловлено наибольшей смачиваемостью воды и металла в данном

интервале. Очевидно, что яри низких температурах теплосъем также существенно зависит от качества поверхности металла

Скорость налегания капель на низкотемпературную поверхность также сильно влияет на теплосъем одиночных капель.

Вообще, охлаждение диспергированной смесью низкотемпературных поверхностей носит очень сложный характер, и отразить теплообмен в этом случае с помощью анатшпгческих зависимостей не представляется возможным Видимо, поэтому, при изучении теплообмена с высокотемпературной поверхностью также отдается предпочтение установлению эмпирических зависимостей, основной недостаток которых -узость применения.

В то же время, экспериментачьно установлено, что при взашдодействни капель с высокотемпературной поверхностью $>500X1) зависимость теплосъема от многих факторов сильно упрощается. Например, Лабейш В.Г. [78] при исследовании теплосъема одиночной капли установил, что с ростом температуры поверхности ее влшшже существенно ослабевает. Также ослабевает зависимость теплосъема от скорости налетания на поверхность, и от качества поверхности, тж что при высоких температурах этим влиянием можно пренебречь. Остается неисследованной зависимость теплосъема от размера капля. Лабейш В.Г. говорит; что теплосъем примерно пропорционален объему капли, но если так, тогда. суммарный теплосъем зависит лишь от удельного расхода воды, но не от степени ее днспергированносш, что не соответствует действительности.

Поскольку водовоздушное охлаждение исследовалось в основном в лабораторных условиях, то использование полученных результатов в промышленных условиях, например при охлаждении сляба в МНЛЗ, требует

дополнительного обоснования. Гидродинамическая обстановка в секциях МНЛЗ довольна сложная, так как потокам дисперпфОБанной воды мешают ролики и элементы оборудования МШ13.

Анализ известных исследований по водовоздушному охлаждению позволяет сделать вывод , что водовоздушное охлаждение довольно слабо освоено, ж поэтому -требуются его дальнейшее изучение и промышленное освоение. - *

1.3. Анализ методов управления переходными процессами.

При - настройке тепловых параметров в ЗВО МШ13 нужно учитывать, что стационарная разливка стали хотя и желательна в плане качества металла, но на отечественных МНЛЗ пока . невозможна. Неизбежно приходятся

изменять скорость вытяжки сляба при различных технологических процессах: пуске и остановке МНЛЗ, смене разливочного' стакана, и т.п. Поскольку скорость разливки является самым главным технологическим параметром, то

она сильно влияет' на другие тепловые параметры: 4 5 На современных МНЛЗ предусмотрена возможность влиять на коэффициент теплоотдачи в ЗВО с помощью изменения расхода воды в зонах. Поэтому, имеется возможность согласованного изменения скорости разливкн и расходов воды в ЗВО, при котором качество металла страдает меньше всего. Это* проблеме

с

уделяют внимание многие исследователи [20,21,28,37,38,43,44,45,46,47]. В качестве критерия оптимального охлаждения сляба в ЗВО большинством

исследователей принят следующий: температура поверхности сляба не должна испытывать резких скачков и оставаться выше 900 "С [28].

/

Чтобы согласованно изменять расходы воды в зонах, нужно, во-первых, знать, как это отразиться на изменении интенсивности охлаждения, и во-вторых, чтобы это изменение интенсивности происходило в достаточных пределах. Известно, что на роликовых МНЛЗ изменять интенсивность охлаждения можно лишь в довольно узких пределах, поэтому и изменение скорости разливки также не должно быть большим.

Проблема переходных процессов в литературе решена в такой постановке [28]: пусть при некоторой стационарной скорости разливки 'У^' температура поверхности сляба в ЗВО остается постоянной; при резком изменении скорости разливки на уг требуется так изменить интенсивность охлаждения в зонах, чтобы температура поверхности осталась неизменной. Чтобы температура поверхности не испытала скачков, интенсивность охлаждения нужно менять не резко, а достаточно плавно, в течении

некоторого переходного времени которое зависит от номера зоны и от

новой скорости разливки. Однако, в некоторых зонах первый переходной процесс может не завершиться, как потребуется перейти к новой скорости

разливки что часто происходит на реальных МЕПЗ. Тогда известные формулы перестройки коэффициентов перестают работать.

■ Итак, имеется теоретическая и практическая проблема описания перестройки коэффициентов теплоотдачи в зонах МНЛЗ при смене скоростей

вытяжки сляба несколько раз подряд.

/ ■ .

1.4. Постановка задал исследований.

При. анализе способов определения тепловых параметров ЗВО МЛШ обнаружено, что в настоящее время отсутствуют Способы, пригодные для периодической проверки и настройки тепловой работы ЗВО МЛНЗ, что обусловлено сложностью существующих способов. Поэтому на отечественных МНЛЗ такая настройка, потребность в которой возникает после капитального ремонта, после продолжительной эксплуатации и т.п., практически не осуществляется.

Водовоздушное охлаждение, хотя и является перспективным при охлаждении слябов в МНЛЗ, тем не менее слабо освоенно. Для более широкого применения требуется дальнейшее исследование процессов теплообмена при водовоздушном охлаждении.

Проблема рациональных тепловых режимов при стационарных и переходных процессах в МНЛЗ хотя и изучена достаточно хорошо, тем не менее отсутствуют формулы перестройки интенсивности охлаждения в различных секциях МНЛЗ при произвольной смене скоростей разливки, на , основе которых при управлении охлаждением можно не допустить резких скачков температуры поверхности сляба, приводящих к дефектам.

Для решения данных проблем в данной работе поставлены следующие задачи исследования:

1) разработать методику определения тепловых параметров в любой зоне МНЛЗ в промышленных условиях,

2) исследовать в лабораторных условиях основные закономерности водовоздушного охлаждения;

3) разработать, вид управляющей зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода воды и степени диспертнрованностн;

4) исследовать рациональные тепловые режимы при стационарных и переходных процессах.

2.. СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕПЛОВЫХ * Х&Р/\IViJBrХ1Р Б ¿^"ХОаЛ^о

2.1. Определение коэффициента теплоотдачи а и толщины корки ^по скорости убывания температуры поверхности сляба

Пусть на протяжении некоторого времени (например, в пределах одной секции ЗВО МНЛЗ) интенсивность охлаждения, а значит, и коэффициент

теплоотдачи (Ж выдерживаются постоянными. На реальной МНЛЗ это условие строго не выполняется из-за периодического контакта с роликами, из-за неравномерности локального форсуночного охлаждения и т.п. Во втором параграфе этой главы будет показано, как в условиях действующей МНЛЗ можно обеспечить в течении некоторого времени постоянную интенсивность

охлаждения для данного участка сляба. Зная коэффициент теплоотдачи а и температуру поверхности сляба 1УЬ можно определить тепловой поток £ от поверхности сляба по формуле:

д~а\г -t 1 . (2.1)

Решим задачу? Стефана при постоянных граничных условиях Ш-ого рода, в одномерном варианте, при отсутствии перегрева расплава, без учета двухфазной зоны, при постоянстве теплофизических параметров.

ж"~емагаческая постановка задачи следующая:

о

—_—= а——V-1 при Оыьс (2.2а) ¿к**

г(х,;т)=% . при . (2.26)

-Л,

¿ж,

Ьс= О

¿Жх ,т)|

-Я- У?

- п с;

(2.2в)

ОС-

г:/VI _ %

VI V

(2.2т)

/•1 Т-п-Ч

где - температура как функция координаты и времени; £с - темперахура

среды; 4 - температура поверхности; - температура затвердевания; ~

толщина затвердевшей фазы как функция времени, а=/Урс - коэффициент температуропроводности твердой фазы, Я - коэффициент теплопроводности; р - массовая плотность; с - коэффициент удельной теплоемкости; £-- удельная теплота плавления. Схема затвердевания приведена на рис.2.1.

4 t !

и

I

Кч.

ая=соп£1. 4

т-зг

N

/ / /

/V

"1

■8

X

Рис.2.! Схема затвердевания сляба

Формально приближенное решение задачи Стефана Ш-ого рода можно достаточно просто получить жз решения задачи Стефана 1-ого рода, которая формулируется так:

'7

Шхл) с'^Мх.т)

ч * у.,. - /

£?Т

а-^тт—- при О < х < £

t(x.T)=t3 при x>¿

í(Q,r\ = t^ = const. (2.3)

-2—= PL—-

¿á: L¿fe

bv-i-

Решение задачи Стефана I-oro рода приводится во многих источниках, например, в [28].

J €-rf\

¿(X,-z) = ■+ (% -у-,-г- í

егг!

i п

Lt £•

ч /¡J-, /о cv

где величина /г® является корнем трансцендентного уравнения:

(

V S — /^Г'л й ' /Г» ■

— -V zt ^¿.u ;

erf{0)

Задача Стефана 1-ого рода является частным случаем задачи Стефана Ш-ого рода. Рассмотрим фиктвную поверхность, паржгюяьнут поверхности сляба и лежащую, вне твердой фазы на расстоянии х=& Температура внешней поверхносш равна температуре среди 4 . Отношение теплового потока дп(%К

отводимого от поверхносш сляба, ж разности температур ^(т)— 4- примерно

д(т) . Я

í ..-r-"\_ Ф х

i- I í, i í 4 J

Yl" ' С

со?ш (2.7

Если обозначить эту константу как а—ЯЩ где а - коэффициент теплоотдачи в выражении (2.2В), то величину 3 можно выразить так: 3=Я/а. Нетрудно заметить, что выражение (2,7) формально совпадает с выражением (2.2в), только вместо х—0 в данном случае х^-б. Если в выражении (2.4) произвести следующую замену переменных: х-* х+5; то получиться

решение, формально удовлетворяющее системе (2,2):

•■ ' ' с 3 С-'

" /а !

'"> 1.-.С..Г-Л- -г л I г.- тI п } !

^ V -

О /

с . 1 г "

с + I

- /и- I

г-7 -

? /¿?! т+тл|

у

ег/

Величина гл определяется из следующих соотношений:

£(т)+Я/а - 20т^] =2^ат^-^

■V

"(П\ - £

{

( £

9

Л)

I ЬА ' !

Заключение диссертации по теме «Промышленная теплоэнергетика», Лукин, Сергей Владимирович

Выводы по главе: V

В данной главе предложена формула расчета оптимального стационарного распределения коэффициента теплоотдачи вдоль технологической оси МЮ13, которое необходимо знать при настройке тепловой работы МНЛЗ. На базе данного распределения предложены общие формулы перестройки коэффициентов теплоотдачи в различных зонах МНЛЗ при переходных процессах, которые позволяют перестраивать коэффициенты теплоотдачи в зонах МНЛЗ при произвольной смене скоростей разливки таким образом, что соблюдается критерий рационального охлаждения сляба в ЗВО МШ13.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

При рассмотрении известных методов определения тегоювых параметров в ЗВО МНЛЗ 6шо установлено, что эти методы, из-за своей сложности или большой . неточности не выгодно использовать жпя периодической настройки тепловой работы МНЛЗ, в силу чего такая настройка на отечественных МНЛЗ практически не производится. Тем неменее, потребность в ней существует, поскольку в процессе эксплуатации МНЛЗ неизбежно происходит дрейф тепловых параметров, таких, как интенсивность охлаждения и т.п.

Также анализировался способ водовоз душного охлаждения, как перспективный при охлаждении стальных заготовок. Выявлено, что известные эмпирические зависимости -для определения коэффициента теплоотдачи отличаются известной узостью своего применения, поскольку- неизвестны общие закономерности теплоеъема ' водяной капли с высотемнературной поверхности.

• В данной работе была разработана методика настройки тепловых параметров с помощью одного стационарного датчика температуры поверхности. Данная методика основана на эффекте понижения температуры поверхности. сляба в данном месте . технологической оси при замедлении скорости вытягивания сляба при неизменной интенсивности охлаждения. Поскольку методика требует минимального количества измерительных средств и позволяет определять все основные тепловые параметры в любом месте технологической оси МНЛЗ, поэтому она является более простой и более информативной, чем другие методики, требующие большего числа измерительных средств. Погрешность данной методики легко оценить через погрешность измерения температуры поверхности, в силу чего методика является достаточно надежной. Для повышения точности формул д ля расчета тепловых параметров была разработана уточненная инженерная модель затвердевания, сляба

Также исследовалось водовоздушное охлаждение, обеспечивающее довольно равномерный теплосъем с поверхности металла. В опытах с одиночной каплей выявлена следующая основная закономерность: теплосъем с высокотемпературной поверхности обуславливается главным образом площадью поверхности капли, таким образом, при охлаждении водоЕОздушной смесью высокотемпературной поверхности тетшосьем обуславливается площадью поверхности распыленной жидкости, пропорциональной расходу воды, деленному на эффективный размер капель. Разработана методика определения теплосъема одиночной капли с нагретой поверхности, позволяющая достаточно просто определять нужные коэффициенты пропорциональности. Предложена формула для определения коэффициента теплоотдачи. Разработана методика настройки

Бодовоздушного охлаждения в промышленных условиях.

Для настройки .тепловых параметров было предложено рациональное распределение интенсивности охлаждения вдоль технологической оси ■ при стационарных н переходных процессах разливки, позволяющее не допускать резких скачков температуры поверхности при произвольной смене скоростей разливки.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Лукин, Сергей Владимирович, 1998 год

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

1. Рутес B.C. Непрерывная разливка стали в сортовые заготовки . - М. : Металлургия, 1967. - 144 с.

2. Рутес B.C. Теория непрерывной разливки (технологические основы). - М. :

Металлургия, 1971. - 296 с.

\ Ефимов В.А. Разливка и кржстшжзащш стали. - М. ; Металлургия, 1976. - 552 с.

4. .Самойлович Ю.А. Формирование слитка. - М. : Металлургия, 1977. - 160 с.

5. Сладкошгеев В.Т. Непрерывная разливка стали на радиальных установках. -М.: Металлурга*,.''1974. - 288 с.

6. Сладкожгеев В.Т., Ахтарский ВН., Потанин Р.В. Качество стали при ншрерьшнон разливке. - М. : Металяургаздат, 1963. - 174 с.

7. Шагашн O.A., Сладкоштеев В.Т.. Непрерывное литье на горизонтальных машинах. - М.: Металлургия, 1976. - 184 с.

8. Бровман МЛ. , Сурин Е.В., Грузин ВТ. Энергосиловые параметры установок непрерывной разливки стали,- М. : Металлургия, 1969. - 280с.

'Гч

9: Иьанцов Т.П. Теплотехника слитка и печей. - М. : Металлургаздаг, 1953. -60 с.

Ш.Скворцов A.A., Акименко А.Д. Теплопередача и затвердевание стали в установках непрерывной разливки. - М.: Металлургия, 1966. -190 с. IL Акименко А.Д., Китаев Е.М., Скворцов A.A. Тепловой расчет машины непрерывного Дитя заготовок. - Горький: Изд-во ГШ, 1979. 86 с. 12. Вейник АН. Теория затвердевания отливки.' - М. : Машгш, I960. - 435 с.

13. Манохин А.И. Получение однородной стали (теория и технология) -М. : Металлургия, 1978. - 224 с.

и £.

14. Шичков А.Н., Лабейш Б.Г. Тепломассообмен при производстве листового проката. - Л. : СЗПИ, 1982. - 88 с.

15. Шестаков Н.И. Тепловые процессы при непрерывной разливке стали. - М. : Черметинформация, 1992, - 268 с.

16. Китаев Е.М. Затвердевание стальных слитков. М. : Металлургия, 1982. - 168 с.

17. Борисов В.Т. Теория двухфазной зоны металлического слитка. - М. : Металлургия, 1987. - 224 с.

18. Краснов ВН., Лебедева М.И. Современные системы управления режимами вторичного охлаждения МНЛЗ // Бкш. ннст-та "Черметинформация". 1982, Вып. 21. с. 23-31.

19. Краснов В.Й. 'Оптимальное управление режимами непрерывной разливки стали. - М.: Металлургия, 1975. - 312 с.

20. Лебедев В .И., Евтеев Д.П., Битков В.Н. Переходный режим вторичного охлаждения непрерывных слитков в нестационарных условиях разливки //

Сталь. - 1980. - Ш. - с. 283 -285.

21. Лебедев В.Н. Расчет продолжительности переходных режимов охлаждения слитков при разливке на МНЛЗ // Сталь. 1979. -№4. - с. 262 - 264.

22. Самойлович Ю.А., Кабаков З.К. Затвердевание непрерывного слитка при резком снижении скорости вытягивания // Металлургическая теплотехника : М.: Металлургия, 1978 -Вып. б. с. 52-55.

23. Кузьмннов А.Л., Шестаков Н.Н., Сорокин С.В. Система -управления, контроля тепловым режимом зоны вторичного охлаждения МНЛЗ // Управление распределенными системами с подвижным воздействием. -Куйбышев. : КПТН. 1983. - с. 97. ^

24. Шестаков Н И. Расчет процесса затвердевания металла при непрерывной разливке //Изв. АН СССР. Метажаурша, 1991. - Jfel - ч с. 55-58.

25. A.c. 634848 (СССР). Способ контроля процесса кристаллизации^ Ю.К. Павлов, С.Н. Пр'онскнх, В.АБелдовский - За тж. 05.07.07, ,N»2505602; опубл. в

В.И., 1978, М44, ЖИВ 22 11/16

26. Филатов С.А. Разработка способа и устройства для определения

протяженности жидкой фазы на слябовож МНЛЗ с целью обеспечения стабильности процесса и повышения качества заготовки. Дисс.... канд. техн. наук. М., 1983. - 156 с.

27. Измерение толщины корочки заготовки при непрерывной разливке/ Кавасимо'Кацихиро и др. - Tetsu to liagan. I.Iron and Steel. Inst, lap., 1979, 65, Jfell, 198.

'28. Сзмсшлоши Ю.А., Крулевецкнй C.A, Горжнов В.А., Кабаков 3.K. Тепловые процессы при непрерывной разливке стали.-

М.: Металлургия, 1982. -152 с.

29. Самойлович Ю. А. .Системный анализ крясталлизацига слитка. - М. : Металлургия, 1983. - 248 с.

30. Евтеев Д.П., Колыбанов Н.А Непрерывное житье стали. М. : Металлургия,

1984.-200 с.

31. Берзин В. А. Оптимизация режимов затвердевания непрерывного слитка. -. Рига: Знканте, 1977. - 148 с.

32. Заявка 54-115636 (Япония). Способ измерения толщины незатвердевшей части заготовки в установке неперывной разливки/ Мнякава Кадауа, Сасаки Юкихито, Кавамуре Кодзн, Саго Сюита. - Заявл.28.02.78, №53-22461; опубл. 08.09.79, НКН II В 091.1.

1 о л

iVv

33. Заявка 54-20923 (Япония). Способ и устройство дня определения толщины затвердевшей корочки заготовки В УНРС / Асоми-Эйдзи. - Заявя. 18.07.77,

,N=52-85779; Опубл. 16.02.79; НКИ 11 В 091.1

34. Heineman W. Continuous casting, on indastrial prosses for shaping of liquid

steel meiails. Тес1шо1Л978, 5, №12,414-421

35. Нисковошх B.M. Программное обеспечения проектирования МШ13. -Свердловск: СГПЙ, 1988. - 184 с.

36. Заявка 53-16762 (Япония) Способ определения толщины затвердевшей корочки в заготовке при непрерывной разливке/ Накаморн Юкио, Нагано Хнроси, йвао Норихито. - Заявя. 07.09.73, №48-100849; опубл. 03.06.78; НВСИ 11 в 091.1

37.Урбанович Л .И. Математическое моделирование затвердевания непрерывного слитка при переходных режимах // Непрерывное литье стали: Темат. отраслевой сб. МЧМ ССССР. - М.: Металлургия, 1978. -№5. -с. 5 -9.

38. Краснов Б.И. Управление разливкой стали на криволинейных МНЛЗ с применением новых средств и систем автоматизации® режима вторичного охлаждения // Стаяв. - 1980. - №2. - с.99 -101.

39. Дерябина Г.Н., Ригах А.Г. Измерение соотношения жидкой и твердой фаз непрерывного слитка. - Дефектоскопия., 1980, №10, с.20-28

40. Ефремов В.А. Исследование влияния технологических параметров и дисперсных ионокуляторов на затвердевание непрерывносорговой заготовки методом математического моделирования // Теплофизика стального слитка. -АН СССР, Киев. - 1980. - с. 3-9.

41. Чижиков АИ. Непрерывная разливка стали в заготовки крупного сечения. -М. : Металлургия, 1970. - ГЗб с.

42. Емельянов В. А. Тепловая работа машин непрерывного литья заготовок. -М.: Металлургия, 1988. - 143 с.

43. Манаенко E.H. Управление с помощью ЭВМ вторичным охлаждением

слитка на МШ13 // Сталь. - 1983. -Ж2. -с.31-33.'

44. Нншенко H.H. Об оптимальных условиях охлаждения слитка при

динамическом режиме работы УНРС // Изв. АН СССР. Металлы. - 1978. - №1. -с. 101-113.

45.Никитенко Н.И. Охлаждение непрерывного слипса в процессе изменения скорости его вьпжяваиия // Теплофизжа процессов затвердевания стали. -

Киев: АН СССР, 1979. - с. 129-134.

46. Борисов В.Т., Соколов Л.А. Об оптимальных условиях охлаждения

непрерывного слита при изменении скорости его вытягивания// Изв. АН СССР. Металлы, 1979. -Ж. - с. 124-129.

47. Самойловмч Ю.А., Кабаков З.К. Экономное ретуширование .расходов воды при переменной скорости литья наМНЛЗ// 'Сталь. - 1979. - Ms 9. с. 679-680.

48. Исследование метода и устройства автоматического контроля толщины корочки слитка на МНЛЗ/ О.В. Носочежо, Г.Н. Дерябина, З.В.Оверченко. -Металлург. иГорнорудн. пром-ть, 1980, №2, е.55-56.

49. Такахаси Икуо, Таканака Масаки. Патент №52-1776, МКИ В 22 D 11/124. Способ и. устройство вторичного охлаждения в установках непрерывной разливки. - Б.II ,№25, 1978.

50. A.c. СССР Ms 662249,-МКИ В 23 D 11/00. Способ непрерывной разливки металлов/ Лебедев В.И., Парпшн.В.М., Уразаев P.A.-и др.// Б.И.'Лй 256595, 1979.

51.Непрерывный контроль толщины корки слитка в кристаллизаторе УНРС/ Л.И. Сорокин, С.И. Жуковский, В.М. Кондрашин и др. - Сталь, 1974, №2, с.

52. Способ измерения толщины затвердевшей корки по раздутию слипа/ Ясумото Нао, Томоно Хироси, Ура Сатору - Tetsu to hagan. I.Iron and Steel Instiap., 1979. 65.,№4,168.

53. Шестаков НИ., Шичков А.Н. Расчет толщины твердой фазы слшка на

выходе из кристаллизатора// Известия вузов Черная металлургия. - 1982. - Ж. ^ i "к I о 7

54. Шестаков . НИ. , Шичкое А.Н., Кузьминов A.JI. Взаимосвязь конструтсгавных и технологических параметров в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья /7 Машиноведение.-1985. -Л®5. ~ с. 120-122.

55. Шичков А.Н. Теплотехнология непрерывной разлижи стали на МНЛЗ ЧерМК // Теплотехнология непрерывной разливки стали и горячей листовой прокатки: Материалы международной конференцнии. Вып. 3. - Вологда: ВоПИ, - 1991. - с. 1-17.

56. Ас. СССР Ш 1052318, МКИ В 22 D 11/16. Способ автоматического управления процессом кристаллизации слитка и . устройство для ero осуществления / Шичков А.Н., Шестаков Н.И., Кузьминов А.Л. -Б.И. Jfe 345139, 1983 г. , ,

57. Измерение температуры поверхности слитка на машине непрерывного лизъя заготовок / Кузьминов А.Л. и др. // Состояние и перспективы развития средств измерения температуры: Тезисы докладов пятой Всесоюзной научно-технической крнференции. Т 2. - Львов: ЛПИ. - 1984. - с. 91-93.

58. Измерение температуры непрерывнолитой заготовки вне зоны распылительного охлаждения / Steel Time Int. - 1990/ №3. - с.51.

59. Измерение температуры поверхности слитка, отливаемого на МНЛЗ / Шичков АН. и др. // Сталь. - 1988. - №2. - с.39-41.

60. Заявка Ш 63242455 (Япония). Способ измерения температуры литых

слябов во время непрерывной разливки / Соэдзнма Тосиюжи. - Б.Ж Ж О, 1988, Mi® Б 22 D 11/16.

бТАкйменко А.Д., Казанович Л.Б., Скворцов A.A., Слуцкий Б.Й. - Известия

вузов. Черкая металлургия.- 1972, №б, с. 167-170.

62.. Бровман MJ, Сурин Е.В., Круяевецкий С. А.

Сталь. -1971, №3, с.226-228.

63. A.c. СССР Ла 1204970. Устройство для измерения температуры движущейся поверхности / Шичков А.Н., Кузьминов А.Л., Чуманов Ю.М. - Бй

№ 12, 1985, ЖИВ 22D 11/16.

64. Зужкер Ю. Моделирование процессов и совершенствование технологии

непрерывной разливки стальных листовых заготовок. Днсе.... канд. тех. наук. -Л., 1990. - 147 с.

65. Шестаков H.H. Расчет температурного поля непрерывного слитка при заданной интенсивности охлаждения // Изв. вузов. Черная металлургия. -ЛМ. -1991. - с. 81-82.

66. Исследование' теплоотдачи в зоне вторичного охлаждения УНРС / Акнменко .АД. ' - Изв. вузов. Черная металлургия,

1972. -ЛЬ 6. - с. 35-37.

■

67. A.c. СССР № 686811, МКИ В 22 D 11/00. Способ непрерывной разливки металлов / В.И. Лебедев, Д.П. Евтеев, В.М. Уманец. - БИ № 2503173, 1979 г.

68. ПехоЕич АЛ, Жидких'В.М. Расчеты тепловых режимов твердых тел. - Л. : Энергия, 1976. - 352 с. .

69. Лейбензон Л.С. Собрание трудов. Т4,- М. :

Изд-во АН СССР, 1985. - 398 с. •

70. Лыков A.B. Теория шшопроводности. М. : Высшая школа, 1967. - 600 с.

71. Шичков АН., Быкасова E.H., Быстров Н.Г., Баширов Н.Г. Тарирование системы охлаждения в слябовых машинах непрерывного литья заготовок

у

II Сталь 1993. Ш. с.34 - 36.

72. А с. 1771873 (СССР) Способ' измерения теплового состояния поверхности горячего металла. / Шичков А.Н., Быстров Л.Г., Баширов Н.Г. и др. - Опубл. в Б.И. 1992 Jfe40.

73. Баширов Н.Г. Управление охлаждением сляба на основе эффекта вторичного разогрева его поверхности. - Дисс. ... канд. техн. наук. Вологда,

1995. - 136 с.

74. Методика экспериментального определения коэффициента теплоотдачи при охлаждении нагретой поверхности водой, распиливаемой форсунками I Купшеров В.И. // Непрерывная разливака стали. -1977. - с. 95-104.

75. Испытания опытно-промьшшенной системы водовоздупоюго охлаждения / Парфенов ЕЛ. /У Конструирование и расчет МШ13 криволинейного типа. -Свердловск, 1989. - с. 149 - 154.

76. A.c. СССР Ms 1496915. Система вторичного охлаждения заготовок водовоздушной смесью на установке непрерывной разливки / Паршин В.М.,

Коротжов Б.А., Шаров А.Ф., - БИ №12, 1989, МКЙ в 22D 11/124.

77. Заявка Японии № 59-47055. Способ вторичного охлаждения заготовки на

установке непрерывной разливки / Аоки Масато - БИ Jfe3, 1984, МКИ В 22 D 11/124. !

78. Лабейш ВТ. Жидкостное охлаждение высокотемпературного металла. -Л. : йзд-во Ленингр. Ун-та, 1983 172 с.

79. Есаулов B.C., Николаев В.А., Сопочкин АН Водовоздушное охлаждение непрерывнолитых заготовок на МШ13. - Черкая металлургия. - 1987. -№15. - с.

25-33.

80. Разработка и внедрение системы водовоз душного охлаждения слябов на жршож-шейных УБРС. М.П. Овчаренко и др..// Теппофизические процессы при непрерывной разливке и прокатке листов: Межвуз. сб. - Л.: СЗПИ, 1987.

81. Обманов Ю.Б., Шкирмонтов А.П., Гузенков В.А. Водовоздушиое охлаждение установок непрерывной разливки стали ' //

. Сталь. - 1989. - Щ 12. - с. 1-49

82. Баширов Н.Г., Лукин C.B. Управление затвердеванием сляба в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ. Процессы теплообмена в энергомашиностроении: Тезисы докладов регионального межвузовского

семинара. Воронеж: ВГТУ, 1996 .- с.38. '

83. Баширов Н.Г., Лукин C.B.. Управление затвердеванием сляба в зоне вторичного охлаждения' МНЛЗ.// Процессы теплообмена в

энергомашшюстроешш: Тезисы докладов регионального' межвузовского

\

.семинара. Воронеж: ВГТУ. 1996 . с.50.

84. Шичков АН., Баширов Н.Г., Лукин C.B. Инженерный способ определения конца затверд евания сляба на МНЛЗ // Тепловые процессы в технологических системах: Всеросс. сб. наручных трудов. Череповец: ЧГйй. 1996. Вып. 3. с. 17

85. Лукин C.B., Баширов Н.Г.. Управление охлаждением сляба В ЗВО МНЛЗ на основе квазистщионарной модели затвердевания// Технология и оборудование сталеплавильного и прокатного производства; Всеросс. сб. научных трудов. Череповец: ЧТУ. 1997. с. 38-39

86. Лукин C.B., Баширов Н.Г. Способ определения зависимости коэффициента теплоотдачи от расхода вод ы в секциях ЗВО МНЛЗ // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства. Тезисы первой Международной научно-технической конф. Череповец: ЧТУ. 1998. с. 38-39.

87. Лукин C.B., Бапшров Н.Г. К вопросу об исследовании параметров жидкости, диспергированной плоскофакельной форсункой, с помощью лазера / Вологда: ВоПИ. 1997.13 с. Деп. в ВИНИТИ 05.02.97, Л» 309-В97.

88. Лукин C.B. К вопросу о спрейерном охлаждении низко- и высокотемпературных поверхностей и о тарировании охлаждающих свойств форсунки с помощью лазера / Вологда: ВоПИ. 1997. 7 с. Деп. в ВИНИТИ 05.02.97, J& 308-В97.