Исследование теплообмена в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения машин непрерывного литья заготовок методом теплового баланса

Размещено на http://www.Allbest.ru/

СОДЕРЖАНИЕ

• ВВЕДЕНИЕ
• 1. МНЛЗ как источник тепловых вторичных энергоресурсов
• 1.1 Схема криволинейной МНЛЗ
• 1.3 Зона вторичного охлаждения МНЛЗ
• 1.4 Способы использования тепловых вторичных энергоресурсов
• 2. Разработка метода исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ
• 2.1 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ
• 2.2Определение паросодержания в паровоздушной смеси
• 2.3 Влияние воздуха на параметры паровоздушной смеси
• 2.4 Определение расхода пара на выходе из ЗВО
• 3. Исследование теплового баланса МНЛЗ в реальных условиях
• 3.1 Определение теплоты, отводимой в кристаллизаторе и роликах
• 3.2 Определение теплоты, отводимой ПВС и неиспарившейся водой
• 3.3 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ
• 3.4 Выводы по главе
• 4. Экономическая часть
• 4.1 Технико-экономическое обоснование проекта
• 3.2 Расчёт капитальных вложений
• 4.3 Расчёт эксплуатационных расходов
• 4.4 Расчёт годовой производительности градирен
• 4.5 Определение экономической эффективности проекта
• 5. Безопасность жизнедеятельности
• 5.1 Анализ условий труда рабочих, обслуживающих градирню
• 5.2 Меры по обеспечению безопасных и здоровых условий труда
• 6. Экологическая часть
• ЗАКЛЮЧЕНИЕ
• СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
• ВВЕДЕНИЕ
• В наши дни в металлургическом производстве наблюдаются тенденции к ужесточению требований к качеству продукции, уменьшению энергозатрат, а также к большей экологичности данного производства. Черная металлургия является одной из самых энергоемких отраслей промышленности. Затраты на топливно-энергетические ресурсы (ТЭР) составляют более 30% от общих затрат на производство продукции. Огромная энергоемкость и увеличение цен на ТЭР поддерживают актуальность проблемы энергосбережения в металлургии.
• Конвертерное производство стали является одним из наиболее перспективных в сталеплавильном производстве. Конвертерным способом выплавляется около 70% мирового объема стали. Жидкая конвертерная сталь разливается при помощи машин непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). МНЛЗ является современным высокотемпературным металлургическим агрегатом. Температура жидкой стали, подаваемой в кристаллизатор МНЛЗ, составляет примерно 1550 °С. МНЛЗ применяются для того, чтобы жидкую сталь превратить в твердую заготовку правильной формы (сляб). В процессе работы МНЛЗ от металла отводится значительное количество теплоты. Например, около 1500 ГДж/ч теплоты поступает с жидкой сталью на пять слябовых криволинейных МНЛЗ ЧерМК ОАО «Северсталь» при разливке примерно 10 млн. тонн стали в год. Это составляет порядка 1,3 ГДж на 1 тонну жидкой стали. Почти треть поступившей теплоты отводится в системе охлаждения МНЛЗ и теряется в окружающей среде. Использование хотя бы части этой теплоты, например, для теплоснабжения, позволит значительно увеличить возможности по энергосбережению предприятия, его экономическую и экологическую эффективность.
• О проблеме энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, в литературе упоминается мало. Это связано с тем, что решение данного вопроса является сложной задачей. Необходимо учитывать неравномерный выход теплоты в системе охлаждения МНЛЗ при простое в работе одной или нескольких из них. Возрастание температуры теплоносителя, охлаждающего кристаллизаторы и ролики МНЛЗ, может снизить надежность и долговечность функционирования данных механизмов. Кроме того, использование теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, связано дополнительными финансовыми вложениями и увеличением расхода электрической энергии.
• Для оценки потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе МНЛЗ, важной задачей является получение актуальных сведений о тепловом балансе МНЛЗ. Современные машины непрерывного литья заготовок имеют высокие скорости разливки, усовершенствованные системы охлаждения и многие другие особенности. В литературе же, при описании данной проблемы, рассматриваются устаревшие сведения, полученные о машинах, функционировавших несколько десятилетий назад. Можно сказать, что проблема энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе МНЛЗ, практически до сих пор является до конца нерешенной.
• В связи с представленной информацией, целью данной выпускной квалификационной работы является оценка потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ.
• 1. Машины непрерывной разливки заготовок как источник тепловых вторичных энергоресурсов
• 1.1 Схема криволинейной МНЛЗ
• Машины непрерывной разливки стали (МНЛЗ) предназначены для перевода стали, находящейся в жидкой фазе, в твердое состояние в виде заготовки с необходимыми геометрическими параметрами и качественными свойствами поверхностной и внутренней структуры в соответствии с техническими требованиями.
• Конструкции МНЛЗ совершенствуются на протяжении всего времени их промышленного применения. Главным образом, усовершенствования происходит в области: увеличения производительности, уменьшения габаритных размеров, снижения трудоемкости и энергоемкости работы, улучшения качества продукции, автоматизации работы оборудования.
• На рисунке 1 представлена конструктивная схема криволинейной МНЛЗ.
• Рисунок 1 - Схема криволинейной МНЛЗ
• Жидкая сталь из разливочного ковша направляется в промежуточный ковш (1), который обеспечивает поступление металла в кристаллизатор (2) с определенным расходом хорошо организованной струей. Кристаллизатор (2) предназначен для приема жидкого металла, формирования слитка заданного сечения и его первичного охлаждения. Далее металл проходит зону вторичного охлаждения (3) - ЗВО, в которой создаются оптимальные условия для полного затвердевания непрерывно отливаемого слитка обеспечивающие равномерное его охлаждение путем распыления воды форсунками (4), поддержание геометрической формы специальными роликами (5) и требуемое качество. За ЗВО расположена тянуще правильная машина (6) - ТПМ, которая необходима для вытягивания литой заготовки из кристаллизатора, выпрямления ее на радиальных и криволинейных устройствах и подаче к механизму для резки (7). После чего машина для резки заготовок (7) обеспечивает разделение непрерывно литого металла на мерные длины в соответствии с требованиями потребителей [28].
• 1.2 Зона первичного охлаждения МНЛЗ
• Кристаллизатор является одним из самых функционально важных узлов, определяющих рациональную работу МНЛЗ и необходимое качество конечного продукта. Кристаллизатор служит для приема жидкого металла, подача которого осуществляется из промежуточного ковша, а также для перевода части жидкой стали в твердое состояние посредством интенсивного теплоотвода при охлаждении. Именно поэтому, как уже было сказано ранее, кристаллизатор называют также зоной первичного охлаждения жидкого металла в МНЛЗ.

В кристаллизаторе происходит формирование конфигурации заготовки посредством появления на наружной поверхности металла твердой корочки. Образование твердой корочки сопровождается выделением тепла в окружающую среду (через стенки кристаллизатора). От непрерывно литой заготовки в кристаллизаторе отводится от 15 до 30% всего тепла, аккумулированного металлом [29].

Устройство кристаллизатора криволинейной МНЛЗ показано на рисунке 2.

Рисунок 2 - Кристаллизатор криволинейной МНЛЗ

Он представляет собой жесткую конструкцию, состоящую из внутренних рабочих пластин (1) и внешнего корпуса (2). В стенках кристаллизатора имеются каналы (3) - для протекания охлаждающей воды.

По способу изготовления кристаллизаторы МНЛЗ подразделяются на: сборные, рабочие стенки которых выполнены из отдельных плит; блочные, состоящие из монолитного материала, в котором выполнена рабочая полость; гильзовые, рабочие стенки которых выполнены из цельной медной гильзы, а также другие типы конструкций.

Каждый тип кристаллизатора имеет свои особенности и основную область применения. Например, для плоских (прямоугольных) заготовок применяются, чаще всего, сборные кристаллизаторы. Для квадратных заготовок - сборные и цельные (блочные). Для круглых заготовок - кристаллизаторы из цельнотянутых труб. В криволинейных МНЛЗ для отливки крупных слябов применяются сборные толстостенные кристаллизаторы.

Материал рабочих стенок кристаллизатора должен обладать прежде всего высокой теплопроводностью, а с другой стороны иметь достаточно высокие механические свойства для уменьшения износа. В большинстве случаев внутренние рабочие стенки кристаллизатора, непосредственно соприкасающиеся с жидкой сталью, изготавливают из красной меди, к чистоте которой предъявляют особые требования. Чем чище медь, тем выше ее теплопроводность, но ниже твердость, поэтому медные стенки сравнительно быстро истираются (изнашиваются). Следствием недостаточной твердости меди является также высокий коэффициент трения между корочкой слитка и стенкой кристаллизатора. Обычно используют горячекатаную раскисленную медь, легированную серебром холоднокатаную или же медь, подвергнутую дисперсному твердению. Используют также никелевые и бронзовые сплавы.

Внешние стенки корпуса кристаллизатора представляют собой жесткую раму. Они изготавливаются из чугуна или стали для придания корпусу необходимой прочности и сохранения профиля. Поверхность рабочих стенок делается гладкой или рифленой.

1.3 Зона вторичного охлаждения МНЛЗ

После выхода из кристаллизатора непрерывно литая заготовка снаружи имеет корковый слой, а внутри - жидкую сердцевину. Полная кристаллизация заготовки происходит в зоне вторичного охлаждения (ЗВО).

От выбранного режима и способа охлаждения зависят качество заготовки, ее структура, скорость вытягивания и производительность МНЛЗ.

Система вторичного охлаждения МНЛЗ состоит из опорных элементов, поддерживающих заготовку (ролики), и устройств, обеспечивающих охлаждение слитка (форсунки).

Опорные элементы направляют движение заготовки и предотвращают деформацию граней слитка под действием ферростатического давления. Но функции поддерживающих устройств не ограничиваются только сохранением геометрической формы заготовки. Кроме того, заготовку необходимо непрерывно вытягивать из кристаллизатора, перемещать ее вдоль технологической линии МНЛЗ одновременно с ее выпрямлением или изгибом. Для вытягивания заготовки необходимо создать усилие между роликами и формирующимся слитком. При этом для того, чтобы уменьшить растягивающие усилия, действующие во время вытягивания на его оболочку, имеющую низкие прочностные характеристики, целесообразно распределить приводные ролики по всей длине технологической линии. В большинстве случаев делают приводными часть нижних роликов, распределяя их равномерно по длине машины.

Поддерживающие устройства расположены непосредственно под кристаллизатором, где оболочка заготовки имеет еще малую толщину и высокую температуру. Среди поддерживающих устройств наибольшее распространение в настоящее время получили роликовые секции.

На участке выпрямления сляба, кроме выполнения функции поддержания заготовки и ее вытягивания, ролики выполняют функцию правки заготовки. Известны различные схемы участков выпрямления слябов: со стационарной установкой роликов, с плавающей кассетой поддерживающих роликов, с подпружиненными поддерживающими роликами, с балансирной установкой верхних роликов, с балансирной установкой четырехроликовых блоков и т.д.

Особое место при выборе оптимальных размеров диаметров поддерживающих роликов и расстояний между ними занимают проблемы выпучивания оболочки твердой корочки заготовки под действием ферростатического давления. Существуют определенные рекомендации, основанные на экспериментальных данных, которые позволяют рассчитать шаг роликов, исходя из условия, что максимальный прогиб равен допустимому по условиям прочности и качества заготовки.

Снижение температуры в зоне вторичною охлаждения достигается путем опрыскивания заготовки водой, отвода тепла к поддерживающим роликам с внутренним охлаждением и вследствие конвекции и лучеиспускания в окружающую среду. Известно, что доля суммарного теплоотвода в мне вторичного охлаждения составляет 75-78%, причем 38 40% тепла передается подаваемой форсунками воде, приблизительно 30% поддерживающим роликам с внутренним охлаждением и приблизительно 8% окружающей среде вследствие лучеиспускания и конвекции.

Интенсивность охлаждения во вторичной зоне должна выбираться таким образом, чтобы температура поверхности заготовки в процессе ее перемещения по ней оставалась постоянной или медленно уменьшалась. Предпочтение отдается варианту, при котором температура поверхности медленно снижается по всей длине ЗВО. Наиболее неблагоприятными условиями охлаждения являются колебания температуры заготовки в области температуры аустенитного превращения.

Температура поверхности непрерывно литой заготовки устанавливается таким образом, что тепловой поток через корку слитка и теплоотвод на поверхности слитка получаются одинаковыми. Повышение интенсивности теплоотвода ограничивается термическим сопротивлением корки заготовки. Интенсивным охлаждением можно снизить температуру поверхности непрерывного слитка, однако, на температурный режим в корке заготовки и на суммарный теплоотвод оно оказывает несущественное влияние.

Принято считать, что оптимальной температурой поверхности заготовки в ЗВО является диапазон 1000-1100°С. При этом выбор рационального уровня температур заготовки в ЗВО зависит от ряда факторов, включающих марку стали, метод охлаждения, тип МНЛЗ и тому подобное [15].

На рис. 3 показана схема орошения заготовки при ролико-форсуночном охлаждении в пространстве между опорными роликами.



Рисунок 3 - Схема орошения слитка в ЗВО

Видно, что наряду с орошением поверхности слитка (1) измельченными каплями воды из форсунки (3), в зоне у нижнего ролика образуется слой воды (4), стекающий далее по поверхности. Между роликами (2) выделяют несколько зон, отличающихся по механизму теплоотвода: зона орошения водой, натекания струи, участок контактного охлаждения роликом и зона свободной конвекции и излучения на воздухе. Наибольший теплоотвод осуществляется в зоне непосредственного орошения водой поверхности слитка. Процесс форсуночного водяного охлаждения разделяется на следующие стадии: становление процесса; стадия пленочного кипения, характеризующаяся наличием устойчивой паровой оболочки и значительным снижением коэффициента теплоотдачи; разрушение пленки (кратковременное пузырчатое кипение); стадия конвективной теплоотдачи без кипения.

Для обеспечения равномерною охлаждения заготовки по длине ЗВО предусматривается несколько секций с различной интенсивностью отвода тепла.

Режим работы зоны вторичного охлаждения определяется маркой стали, скоростью разливки и должен отвечать следующим требованиям:

- обеспечивать тщательную поддержку слитка на выходе из кристаллизатора;

- обеспечивать сохранение геометрии слитка;

- исключать возможность выпучивания корки слитка между роликами под действием ферростатического давления;

- обеспечивать оптимальный теплоотвод и его регулирование в зависимости от скорости вытягивания и сортамента отливаемой стали;

- сохранять стабильность технологической оси и прочностные характеристики поддерживающих устройств в условиях высоких температур и нагрузок в процессе длительной эксплуатации машины;

- обеспечивать быструю замену узлов зоны вторичного охлаждения при аварийных ситуациях, а также минимальные потери времени па переналадку, связанную с изменением сечения отливаемой заготовки.

1.4 Способы использования тепловых вторичных энергоресурсов

Вторичные энергетические ресурсы (ВЭР) - это энергетический потенциал (запас энергии в виде физической теплоты, потенциальной энергии избыточного давления, химической энергии и др.) продукции, отходов, побочных и промежуточных продуктов, которые не могут быть использованы в самом агрегате, но могут частично или полностью применяться для энергоснабжения других потребителей.

Тепловые вторичные энергоресурсы - это физическая теплота отходящих газов, основной и побочной продукции производства: нагретого металла, горячей воды или пара, отработанных в технологических установках, системах охлаждения и пр.

По температуре, с которой тепловые ВЭР покидают технологические агрегаты, их делят на высоко-, средне- и низкопотенциальные. К высокопотенциальным относятся ВЭР, температура которых составляет не менее 600°С. К низко потенциальным принадлежат ВЭР, представляющие собой жидкости с температурой менее 100°С и газы с температурой ниже 300°С. Среднепотенциальные ВЭР занимают промежуточное положение между высоко- и низкопотенциальными энергоресурсами.

Использование тепловых ВЭР встречается достаточно часто. Однако, в большинстве случаев для этой цели применяются высокопотенциальные тепловые ВЭР. Гораздо реже утилизируются среднетемпературные энергетические отходы. Низкопотенциальные ВЭР находят применение в еще меньшем количестве случаев.

Основное оборудование для использования тепловых ВЭР - котлы-утилизаторы, системы испарительного охлаждения промышленных печей, различного рода теплообменники, в том числе контактные нагреватели.

Использование вторичных энергоресурсов на промышленных предприятиях нашей страны началось в 30-х годах ХХ в. В то время были разработаны теоретические основы энергосбережения и предложены первые технические решения.

К середине ХХ века интерес к энергосбережению снизился за счет снижения стоимости на топливные энергоресурсы и увеличения темпов добычи нефти и природного газа. Тем не менее, уже к началу 80-х годов актуальность проблемы использования вторичных энергетических ресурсов вновь возросла и уже в наши дни повсеместное использование ВЭР является приоритетным направлением развития промышленности [23].

Одним из перспективных способов использования низкотемпературных вторичных энергоресурсов является теплоснабжение и холодоснабжение с применением тепловых насосов. Тепловой насос (ТН) потребляет энергию на реализацию термодинамического цикла, например, для привода компрессора. Коэффициент преобразования ТН составляет в различных системах 2,5-5. Таким образом, на 1 кВт затраченной электроэнергии приходится порядка 2,5-5 кВт тепловой энергии. Экономия энергоресурсов доходит до 70%. Для тепловых насосов в качестве источников теплоты находят применение такие низкопотенциальные ВЭР, как теплота вентиляционных выбросов, теплота канализационных стоков и теплота различных технологических процессов.

Высокой эффективности удается достичь при использовании низкопотенциальных ВЭР в холодильных установках, системах кондиционирования и вентиляции воздуха, а также при применении специальных поверхностных и контактных экономайзеров. Существует и много других способов использования низкопотенциальных тепловых ВЭР.

Теплоту, которую возможно отводить в системе охлаждения МНЛЗ, следует отнести именно низкопотенциальным ВЭР, поскольку температура охлаждающей воды на выходе составляет значительно меньше 100 °С. В связи с этим, рассмотрим более подробно системы испарительного охлаждения, целесообразность применения которых, при определенных условиях, оправдана в системах охлаждения МНЛЗ.

При применении систем испарительного охлаждения (СИО) охлаждение элементов металлургических агрегатов осуществляется химически очищенной (для предотвращения образования накипи) водой. Охлаждающая вода нагревается в процессе до образования пароводяной эмульсии. При этом используется скрытая теплота парообразования и тепло, получаемое охлаждающей водой, затрачивается на ее испарение.

При испарительном охлаждении 1 кг воды, испаряясь, отбирает у охлаждаемой детали 539 ккал. Кроме того, поступающая в систему вода, нагреваясь до кипения, отбирает еще 70 ккал. Чтобы отобрать такое же количество тепла при водяном охлаждении при повышении температуры воды на 10°С потребуется примерно в 60 раз больше воды, чем при испарительном охлаждении. Столь малый расход позволяет использовать химочищенную и деаэрированную воду при испарительном охлаждении. Это обстоятельство способствует увеличению срока службы деталей, снижению энергопотребления и финансовых затрат на насосные станции, градирни и другое оборудование.

Применяемые в промышленности СИО подразделяют на системы с естественной циркуляцией и многократной принудительной циркуляцией.

Существуют разработки по применению системы испарительного охлаждения в кристаллизаторах МНЛЗ. При этом химически чистую воду из бака-сепаратора подают в кристаллизатор, из которого она, нагревшись до состояния пароводяной смеси, поступает опять в бак-сепаратор, откуда пар отводится потребителям.

Пример схемы СИО которая может быть применена в кристаллизаторе МНЛЗ показан на рисунке 4.

Рисунок 4 - Принципиальная схема системы испарительного охлаждения

В кристаллизатор 1 подают насосом 3 химически очищенную воду из бака-сепаратора 2. Кристаллизатор и бак-сепаратор соединены трубами 4 и 5. По трубе 6химочищенная вода поступает в СИО. Пар к потребителям отводят по трубе 7, Предусмотрен обвод 8 для работы системы на естественной циркуляции.

Как уже отмечалось ранее, использование получаемого таким образом пара имеет ряд трудностей, связанных с относительно невысоким его давлением и неравномерностью работы МНЛЗ. Тем не менее, насыщенный пар СИО может применяться для водоподготовки, в холодильных установках, системах кондиционирования воздуха и для других целей.

Выводы по главе 1

В представленном в данной главе материале рассмотрены основные конструктивные особенности системы охлаждения МНЛЗ, произведен обзор возможных способов использования низкопотенциальных вторичных энергоресуров в системе энергосбережения предприятия. Также рассмотрены возможные способы применения СИО в кристаллизаторах МНЛЗ.

Оценить эффективность энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, невозможно, не рассматривая явления тепло- и массообмена, в процессе непрерывной разливки стали на МНЛЗ.

Для того чтобы выполнить оценку потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, необходимо выполнить следующие задачи:

1. Разработать метод исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ, в том числе выявить характеристики паровоздушной смеси.

2. Провести, на основе разработанного метода, исследование теплового баланса криволинейной МНЛЗ в реальных условиях, в том числе определить: количество теплоты отводимой кристаллизатором и роликами, количество теплоты отводимой паровоздушной смесью.

3. Вывести уравнение теплового баланса криволинейной МНЛЗ.

4. Определить возможность и целесообразность использования теплоты, отводимой в кристаллизаторе и роликах, а также паровоздушной смесью и неиспарившейся водой от МНЛЗ.

2. Разработка метода исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ

2.1 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ

Проведем исследование теплового баланса криволинейной МНЛЗ с водовоздушным форсуночным охлаждением в ЗВО при постоянстве скорости разливки и других технологических параметров.

Тепловой поток Q, кВт, подводимый с жидкой сталью с температурой t_ж, С, к кристаллизатору МНЛЗ, определяется по выражению:

(2.1)

где плотность стали при температуре t₀ = 0С, кг/м³;

F = АВ площадь сечения охлажденного сляба, м²;

А, В ширина и толщина охлажденного сляба, м;

v - скорость вытягивания сляба в МНЛЗ (скорость разливки), м/мин;

h_ж - энтальпия жидкой стали, кДж/кг, отсчитанная от температуры t₀ = 0С, определяемая по выражению:

h_ж = L + ct_ж,

где L - теплота затвердевания стали, кДж/кг;

с - средняя массовая теплоемкость стали, кДж/(кгК), в интервале температур 0t_ж.

Для углеродистых марки сталей теплота затвердевания равна [17]: L = 272 кДж/кг; средняя теплоемкость в интервале температур 01550С изменяется в диапазоне с = 0,650,7 кДж/(кгК). Так, для углеродистой стали 40 средняя теплоемкость в интервале температур 01550С составляет с = 0,653кДж/(кгК); тогда при температуре жидкой стали t_ж = 1550С ее энтальпия равна h_ж 1284 кДж/кг.

Величины v, t_ж, А, В регистрируются в АСУ МНЛЗ, поэтому определение величины Qпо выражению (2.1) не представляет сложности.

Теплота жидкой стали Q распределяется следующим образом:

, (2.2)

Где Q_кр теплота, отводимая охлаждающей водой от стенок кристаллизатора МНЛЗ;

Q_рол теплота, отводимая охлаждающей водой от роликов МНЛЗ;

Q_ПВС теплота, отводимая паровоздушной смесью (ПВС) из зоны вторичного охлаждения;

Q_сл теплота, отводимая неиспарившееся водой, стекающей с поверхности сляба;

Q_поттеплота, теряющаяся в окружающей среде;

Q_сляб физическая теплота сляба на выходе из МНЛЗ.

На рис. 5 представлена принципиальная схема теплового баланса МНЛЗ.

Рис. 5. Принципиальная схема теплового баланса МНЛЗ

В зоне вторичного охлаждения расположены такие важные элементы МНЛЗ, как поддерживающие ролики, водяные или водовоздушные форсунки. С помощью форсунок по поверхности непрерывнолитой заготовки распыляется водовоздушная смесь. Вода, в процессе охлаждения заготовки частично испаряется и в смеси с воздухом превращается в паровоздушную смесь (ПВС). Оставшаяся вода стекает с поверхности металла и удаляется по специальному желобу из ЗВО.

Из всех статей теплового баланса (2.2) экспериментально проще всего определить величины Q_кр и Q_рол, поскольку вода, охлаждающая кристаллизатор и ролики, циркулирует по замкнутым контурам, отдавая полученную теплоту либо в градирне, либо в промежуточных теплообменниках (при охлаждении химочищенной водой). Величины Q_кр и Q_рол, кВт, определяются следующим образом:

, (2.3)

Где с_в 4,19 - теплоемкость воды, кДж/(кгК);

G_кр, G_рол - суммарные массовые расходы воды, охлаждающей кристаллизатор и ролики, кг/с;

t_кр, t_рол - средний нагрев воды в кристаллизаторе и в роликах, К.

Величины G_кр, G_рол, t_кр, t_рол непрерывно регистрируются в АСУ МНЛЗ, поэтому по формулам (2.3) можно в любой момент времени определить тепловые потоки, отводимые от сляба в кристаллизаторе и роликах.

Паровоздушная смесь отводит в ЗВО от сляба значительное количество теплоты. Схема образования ПВС следующая: вода в количестве G_вод, подаваемая из форсунок на поверхность высокотемпературного сляба в данной секции ЗВО, при непосредственном контакте с поверхностью частично вскипает, при этом образуется сухой насыщенный пар при атмосферном давлении в количестве G_пар. Часть первоначально образовавшегося пара в количестве G_пар конденсируется при непосредственном контакте с холодной водой из форсунок, при этом неиспарившаяся вода нагревается от температуры t_вод до t_сл. Количество пара на выходе из данной секции составит G_п0 = G_пар G_пар, количество пара на выходе из всех секций ЗВО равняется сумме выходов пара из отдельных секций ЗВО: G_п0. Сухой насыщенный пар в количестве G_п0 смешивается с воздухом в количестве G_возд, поступающим ЗВО в основном в результате присосов, и получается паровоздушная смесь c температурой t_пв. При смешении сухого насыщенного пара с относительно холодным воздухом, поступающим в бункер ЗВО, часть пара превращается в капельки взвешенного конденсата с расходом G_к. В результате расход ПВС G_пвс, удаляемой из бункера, складывается из расхода пара G_п = G_п0G_к, расхода воздуха G_возд, поступающего в бункер, и расхода конденсата G_к, частично выпадающего на стенки паровоздуховода. Можно вывести следующие соотношения материального баланса:

G_п0 = G_парG_пар;

G_п = G_п0G_к,

G_пвс = G_п +G_возд + G_к,

G_сл = G_водG_п0, (2.4)

Где G_вод суммарный расход на форсунки ЗВО, к/с;

G_сл суммарный расход неиспарившейся воды, сливающейся с поверхности сляба, кг/с.

При рассмотрении схемы образования паровоздушной смеси мы видим, что тепловой поток, который удаляется с ПВС, равен количеству теплоты, необходимому на образование сухого насыщенного пара при атмосферном давлении в количестве G_п0 из воды с температурой t_вод.

Таким образом, получаем выражение:

(2.5)

Где h 2676 - энтальпия сухого насыщенного пара при атмосферном давлении в бункере, кДж/кг;

h_вод = с_вt_вод - энтальпия воды, подаваемой на форсунки; температура воды t_вод регистрируется в АСУ МНЛЗ.

Суммарное количество сухого насыщенного пара G_п0 не определить по данным, регистрируемым в АСУ МНЛЗ. Для этой цели также необходимо знать температуру t_пв, С, давление р_пв, Па, и объемный расход V_пв, м³/с, ПВС, отводящейся из ЗВО по специальному паровоздуховоду, среднюю температуру t_возд воздуха в цехе, который поступает в ЗВО и составляет основную долю в ПВС.

Долю воды, подаваемой из форсунок данной секции и превращающейся в пар, обозначим какx_п, и назовем коэффициент выхода пара:

x_п = G_п0 /G_вод,

где G_вод и G_п0 расходы воды и пара для данной секции. Тогда выход пара из секции будет пропорционален расходу воды на форсунки данной секции:

G_п0 = х_пG_вод.

Суммарный выход пара из всех секций ЗВО (число секций может быть до 10), определяется так:

(2.6)

Где средний коэффициент выхода пара в ЗВО.

Расходы воды на форсунки G_вод для каждой секции непрерывно фиксируются в АСУ МНЛЗ, поэтому, чтобы найти суммарный выход пара из ЗВО G_п0 по формуле (2.6), нужно знать коэффициенты х_п для отдельных секций ЗВО. Коэффициенты выхода пара x_п зависят от типа охлаждающих форсунок, температуры поверхности сляба и других факторов. Их можно определить экспериментально.

Тепловой поток, отводимый неиспарившейся водой, сливающейся с поверхности сляба, определяется выражением:

(2.7)

где расход сливающейся воды определяется из (3.4): G_сл = G_водG_п0.

Чтобы определить величину Q_сл, нужно дополнительно измерить среднюю температуру неиспарившейся воды t_сл. Экспериментально установлено, что в секциях ЗВО с водовоздушными форсунками неиспарившаяся вода имеет температуру насыщения t_н100С; в секциях ЗВО с водяными форсунками неиспарившаяся вода имеет температуру ниже t_н.

Потери теплоты рассеянием Q_пот имеют место в основном вне бункера МНЛЗ. Эта величина зависит от конкретного оформления поддерживающих устройств (диаметра роликов, шага между ними и др.). Величину Q_пот можно значительно уменьшить, если установить теплоизолирующие экраны. При расчетах величина Q_пот включалась в физическую теплоту сляба Q_сляб (т.е. принималось Q_пот = 0).

Применяя выражения (2.1)-(2.7) для составления теплового баланса МНЛЗ, необходимо знать суммарный выход пара из ЗВО G_п0, или коэффициенты выхода пара х_п. Рассмотрим подробнее экспериментальную методику определения величин G_п0, и х_п. Она включает в себя измерение температуры t_пв, С, давления р_пв, Па, и объемного расхода V_пв, м³/с, паровоздушной смеси, удаляемой из бункера ЗВО и измерение средней температурыt_возд воздуха в цехе. Остальные величины (расходы G_вод и температура t_возд воды, подающейся на форсунки ЗВО) измеряются в системе АСУ МНЛЗ.

2.2 Определение паросодержания в паровоздушной смеси

В конвертерном производстве ЧерМК ОАО “Северсталь”, в нынешнее время, функционирует система удаления ПВС из бункера ЗВО МНЛЗ №1 ч 4.Фактически, это стандартная система вытяжной вентиляции, состоящая из двух воздуховодов (по одному на каждый ручей МНЛЗ), снабженных вентиляторами. МНЛЗ №1ч4ЧерМК ОАО «Северсталь» двухручьевые. В процессе разливки жидкая сталь из одного промежуточного ковша подается в 2 кристаллизатора, после чего слябы из этих кристаллизаторов поступают в общий бункер ЗВО.

Температура поверхности непрерывно литой заготовки составляет, чаще всего, более 900^оС, поэтому вода на ее поверхности частично превращается в пар. Вода, не успевшая превратится в пар в результате контакта с поверхностью слитка, стекает через специальный желоб в систему оборотного водоснабжения. Кроме того, воздуха, который подается для охлаждения слитка через форсунки, в бункер МНЛЗ подсасывается воздух из помещения цеха, причем подсосы воздуха во много раз превышают количество воздуха, подаваемого на форсунки. В результате смешения пара с воздухом образуется ПВС, которая направляется по паровоздуховодам в вентилятор и далее выбрасывается в атмосферу.

На практике выявлено, что часть пара из ПВС конденсируется на внутренней поверхности паровоздуховода. Образовавшийся конденсата конденсат стекает в вентилятор и через специальное отверстие в нижней его части направляется по отводной трубе в систему оборотного водоснабжения. Несконденсированная ПВС выбрасывается в атмосферу. Суммарный выброс ПВС от пяти МНЛЗ конвертерного производства ОАО “Северсталь” составляет 400 ч 500 тыс. м³/ч.

ПВС, удаляемая из бункера МНЛЗ, находится практически при атмосферном давлении (под небольшим разряжением), поэтому с достаточной для технических расчетов точностью можно рассматривать и сухой воздух и содержащийся в нем водяной пар как идеальные газы. Если р_возд, р_п - парциальные давления сухого воздуха и водяного пара, то давление ПВС [11]; р_пp_н, где p_н - давление насыщения водяного пара при температуре ПВС. ПВС, удаляемая из бункера МНЛЗ, является насыщенной, т.е. для нее р_п = p_н. Это подтверждается экспериментально - температуры, показываемые сухим и мокрым термометрами, помещенными в паровоздушный поток, удаляемый из бункера МНЛЗ, имеют одинаковые значения.

Паросодержание в ПВС определяется выражением:

d_п = G_п/G_возд,

где G_п - расход пара в ПВС, кг/с;

G_возд - расход воздуха в ПВС, кг/с, определяется выражением [22]:

(2.8)

Давление насыщения p_ноднозначно определяется температурой ПВС t_пв. Получено аналитическое выражение, аппроксимирующее опытную зависимость давления насыщения водяного пара p_н от температуры t_пвв интервале 0 <t_пв< 100єC с погрешностью не более 0,5%:

, (2.9)

.

Экспериментально измеренная температура ПВС, удаляемой из бункера ЗВО криволинейной МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь» не превышает 6070єС.

Погрешность измерения температуры ПВС ртутным термометром в зависимости от шкалы может быть намного меньше 1єС (например, 0,2єС) поэтому паросодержаниеd_п в условиях МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь» может быть определено с погрешностью не более 1%.

2.3 Влияние воздуха на параметры паровоздушной смеси

ПВС образуется в результате смешения водяного пара с температурой насыщения t_н 100єС и воздуха с температурой t_возд, которая обычно меньше 30єС. Содержанием водяного пара в поступающем в бункер воздухе можно пренебречь (особенно зимой). Пусть G_п0 - суммарный расход пара на выходе из ЗВО, кг/с (для простоты знак «» опускаем);

G_возд - расход воздуха, поступающего в единицу времени в ЗВО из водовоздушных форсунок и в результате присосов воздуха из цеха, кг/с. В результате смешения горячего пара и относительно холодного воздуха образуется насыщенная паровоздушная смесь с температурой t_возд<t_пв< 100єС. Часть первоначального пара при смешении с воздухом может сконденсироваться, поэтому расход пара в ПВС G_п будет меньше расхода G_п0. Водяной конденсат, взвешенный в виде мелких капель в ПВС, в количестве , кг/с, имеет температуру t_пв и удаляется вместе с ПВС. Расход ПВС G_пвс, удаляемой из бункера ЗВО, складывается из расхода воздуха G_возд, расхода пара G_п, и расхода водяного конденсата G_к, что можно записать так:

, (2.10)

где - влагосодержание в ПВС, кг/кг. Расход ПВС без учета конденсата G_пв определяется так:

(2.11)

Энтальпия насыщенного водяного пара, образующегося при 100єС, равна: h = 2676 кДж/кг [26]; энтальпия сухого воздуха определяется выражением: кДж/кг, где кДж/(кгК) - изобарная энтальпия воздуха; энтальпия ПВС, кДж/кг, без учета энтальпии конденсата в расчете на 1 кг сухого воздуха или 1 + d_п кг ПВС, определяется формулой [56]:

,

Где r₀ = 2501 кДж/кг;

с_п = 1,93 кДж/(кгК).

Энтальпия конденсата в ПВС:

, кДж/кг,

где с_вод 4,19 кДж/(кгК) - теплоемкость воды.

Сумма потоков энтальпий пара G_п0 и воздуха G_возд равняется сумме потоков энтальпий ПВС и конденсата, что можно записать так:

(2.12)

Выполняются соотношения:

;

С учетом этих соотношений (2.12) запишется следующим образом:

Разделив правую и левую части последнего уравнения на G_п0,получим

, (2.13)

где относительный расход воздуха в ПВС, кг/кг, определяется как

= G_возд/G_п0 .

Паросодержание d_п при t_пв>t_возд определяется по температуре и давлению ПВС по формулам (2.8) и (2.9); при t_пв = t_возд паросодержание d_п равно:

Из уравнения (2.13) при известных t_пв и t_возд можно выразить :

или, если подставить значения h, r₀, с_вод и c_п, получим:

(2.14)

Из выражения (2.14) следует, что величина однозначно определяется температурой ПВС t_пв, температурой воздуха t_возд, и давлением ПВС р_пв (т.к. величина d_п зависит от t_пв и р_пв).

Так как , = G_возд/G_п0, то можно получить соотношения:

;

(2.15)

Выражения (2.15) связывают суммарный расход пара на выходе из ЗВО G_п0 и расход пара в удаляемой ПВС G_п0.

На рисунке 6 приведена зависимость температуры ПВС t_пвот относительного расхода воздуха при температуре t_возд = 10; 20; 30єС; давление ПВС р_пв = 101,32 кПа. С помощью рис. 6 можно по температурам t_пв и t_возд однозначно определить , если t_пв>t_возд. Из рис. 6следует, что чем больше относительный расход воздуха , тем меньше t_пв, причем при небольших значениях температура t_пв довольно резко уменьшается при увеличении отношения .

На рисунке 7 показана зависимость G_п/G_п0, кг/кг, от температуры t_пв при разной температуре t_возд, полученная на основе (2.14) и (2.15). Из рис. 7 следует, что при t_пв = 100єС или t_пв = t_возд, G_п/G_п0 = 1. При t_возд<t_пв< 100єС, G_п/G_п0< 1.

Рисунок 6 - Зависимость t_пв от и t_возд.

Рисунок 7 - Зависимость от t_пв.

2.4 Определение расхода пара на выходе из ЗВО

Расход воздуха в ПВС G_возд можно выразить из (2.11):

, кг/с. (2.16)

С учетом выражений (2.16) расход пара в ПВС определяется выражением:

, кг/с. (2.17)

Расходы ПВС G_пв определяется выражением:

, (2.18)

Где с_пв - плотность ПВС без учета конденсата, кг/м³;

V_пв - объемный расход ПВС, м³/с.

Плотность ПВС без конденсата определяется выражением [11]:

(2.19)

Где р_пв - абсолютное давление ПВС, Па;

р_н - давление насыщенного водяного пара в ПВС, Па, при температуре ПВС t_пв;

Т_пв = 273,15 + t_пв, К.

Объемный расход ПВС V_пв, м³/с, удаляемой из бункера ЗВО МНЛЗ, при постоянной частоте вращения вентилятора является постоянным, не зависящим от плотности и температуры ПВС, и определяется характеристикой вентилятора и аэродинамическим сопротивлением паровоздуховода, т.е.: V_пв = const.

Объемный расход V_пв можно выразить из (2.18) следующим образом:

,

Отсюда массовый расход воздуха в ПВС:

(2.20)

где сґ_возд = G_возд/V_пв- парциальная плотность воздуха в ПВС, м³/кг:

Парциальная плотность пара в ПВС определяется так:

Из этого выражения следует, что массовый расход пара в ПВС равен:

(2.21)

С учетом формул (2.15) и (2.21) можно выразить суммарный выход пара на выходе из ЗВО:

, (2.22)

По формуле (2.22), зная объемный расход ПВС V_пв, температуру t_пв и давление р_пв ПВС можно определить суммарный расход пара на выходе из ЗВО G_п0 (который в п. 2.1 обозначался, как G_п0).

На рисунке 8 показана зависимость G_п0 от температуры ПВС t_пв при t_возд = 15; 20; 25С рассчитанная по формулам (2.8), (2.9), (2.14), (2.19), (2.22) при расходе ПВС V_пв = 100 тыс. м³/ч, и давлении ПВС р_пв = 100 кПа. Из рисунка 8 следует, что температура ПВС t_пв в значительной мере определяет расход пара на выходе из ЗВО G_п0, тогда как влияние температуры воздуха в цехе довольно слабое. Если температура ПВС составляет 5060С, то при погрешности измерения температуры ПВС t_пв = 1 С, относительная погрешность определения G_п0 не превышает 4,5%. Если t_пв = 0,2С, то относительная погрешность определения G_п0 меньше 1%.

На рисунке 9 показана зависимость G_п0 от t_пв при р_пв = 95; 100; 105 кПа при расходе ПВС V_пв = 100 тыс. м³/ч, и температуре воздуха t_возд = 20С. Из рисунка 9 следует, что давление ПВС существенно влияет на величину G_п0. Например, при t_пв = 60С отклонение p_пв = 10 кПа приводит к изменению G_п0 на 10%. Т.к. p_пв обычно отличается от атмосферного давления р_атм не более, чем на 1 кПа, то если полагать, что p_пвр_атм, погрешность определения G_п0 не превысит 1% (если t_пв = 0).

Экспериментально расход ПВС V_пв можно определить по выражению:

(2.23)

Где w_пв - средняя скорость ПВС в данном сечении паровоздуховода;

F_пв - местная площадь сечения паровоздуховода, по которому удаляется ПВС.

Для измерения средней скорости ПВС w_пв применялась трубка полного напора (трубка Пито). Относительная погрешность измерения средней скорости w_пв, а значит и объемного расхода ПВСV_пв/V_пв, при использовании современных трубок Пито диапазоне скоростей 1040 м/с не превышает 3%.

Относительная погрешность определения V_пв является самой большой, и непосредственно влияет на погрешность определения расхода пара G_п0.

Рисунок 8 - Зависимость G_п0 от t_пв и t_возд.

Рисунок 9 - Зависимость G_п0 от t_пв и p_пв.

Относительную погрешность определения расход пара на выходе из ЗВО ПВС G_п0 можно определить по выражению:

(2.24)

Где (G_п0/G_п0)_t - погрешность определения G_п0, связанная с погрешностью измерения t_пв;

(G_п0/G_п0)_р - погрешность, связанная с погрешностью измерения р_пв;

(G_п0/G_п0)_V - погрешность, связанная с погрешностью измерения V_пв.

Эти величины можно оценить с помощью выражений:

где [t_пв] = C; [p_пв] = кПа.

В эксперименте погрешности измерения составили: t_пв = 0,2 C; p_пв = 0,1 кПа; V_пв/V_пв = 0,025. В этом случае (G_п0/G_п0)_t = 0,009; (G_п0/G_п0)_р = 0,001; (G_п0/G_п0)_V = 0,03. Таким образом, относительная погрешность определения расхода пара на выходе из ЗВО G_п0 составила 3%.

Выводы по главе 2

В данной главе произведена разработка метода исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ, включающая в себя: определение параметров паровоздушной смеси и влияние воздуха на параметры ПВС, определение расхода пара на выходе из ЗВО.

При исследовании теплового баланса криволинейной МНЛЗ выявлено, что теплота жидкой стали отводится следующим образом: охлаждающей водой от стенок кристаллизатора; охлаждающей водой от роликов; паровоздушной смесью из зоны вторичного охлаждения; неиспарившейся водой, стекающей с поверхности сляба. Кроме того, часть теплоты теряется в окружающей среде, рассеиваясь в разливочном цехе. На выходе из МНЛЗ сляб также обладает физической теплотой. Для составления уравнений теплового баланса более всего необходимо знать суммарный выход пара из ЗВО, либо коэффициенты выхода пара.

При определении характеристик паровоздушной смеси показано, что ПВС отводится из ЗВО практически при атмосферном давлении, а на выходе из МНЛЗ экспериментально измеренная температура ПВС составляет порядка 6070єС.

В процессе рассмотрения влияния воздуха на параметры ПВС рассматривается, как влияет относительный расход воздуха (отношение расхода воздуха к суммарному расходу пара на выходе из ЗВО) на температуру ПВС. В результате получено, что при увеличении относительного расхода воздуха температура ПВС уменьшается.

Расход пара на выходе из ЗВО можно определить, зная объемный расход ПВС, температуру и давление ПВС. Выявлено, что температура ПВС оказывает значительное влияние на расход пара на выходе из ЗВО, в то время, как температура воздуха в цехе влияет слабо.

тепловой баланс машина непрерывный литье

3. Исследование теплового баланса МНЛЗ в реальных условиях

3.1 Определение теплоты, отводимой в кристаллизаторе и роликах

Рассмотрим результаты исследования теплового баланса МНЛЗ, полученные в условиях действующей МНЛЗ №3 (5-й ручей) ЧерМК ОАО «Северсталь». На этой МНЛЗ разливают слябы толщиной 250300 мм и шириной 10801800 мм при скорости разливки 0,81,35 м/мин. ЗВО МНЛЗ состоит из 9-ти зон, в каждой из которых регулируется расход воды на форсунки. В зонах №1, 2 применяется водяное охлаждение широкой грани сляба, в зонах №3 ч 9 - водовоздушное. Кроме того, в зоне №1 применяется водовоздушное охлаждение узкой грани сляба (торцевое охлаждение).

При проведении эксперимента объемный расход ПВС V_пв и ее давление р_пв определялись с помощью трубок Пито, устанавливаемых в паровоздуховоде; температуры ПВС t_пв, воздуха t_возд, и неиспарившейся воды t_сл ртутными термометрами. Погрешность определения температуры ПВС t_пв составила 0,2С; температуры воздуха в цехе t_возд- 1С; температура неиспарившейся воды t_сл на выходе из бункера ЗВО - 0,5С. Погрешность определения суммарного расхода пара на выходе из ЗВО G_п0 не превышала 3%.

Расходы и температура охлаждающей воды, подающейся на форсунки G_вод и t_вод регистрируются контрольно-измерительной аппаратурой АСУ МНЛЗ. Погрешность измерения объемных расходов воды G_вод не превышает 2%; погрешность измерения температуры воды t_вод - 0,2С.

Рассмотрим статьи теплового баланса МНЛЗ, записанного в виде (2.2).

В нынешнее время в АСУ большинства МНЛЗ регистрируются расход и нагрев охлаждающей воды в кристаллизаторах. На некоторых слябовых МНЛЗ регистрируются также расходы и нагрев воды в отдельных роликах. Поэтому экспериментальное определение тепловых потоков, отведенных от сляба в кристаллизаторе и роликами, не является сложной задачей. Для этого применяются уравнения теплового баланса (2.3).

На рисунке 10 показана полученная на МНЛЗ №3 КП ОАО «Северсталь» зависимость полного теплового потока Q_кр, отводимого всеми стенками кристаллизатора, при разливке слябов сечением 1540250 мм (А = 1,54 м; В = 0,25 м; P = 2(А + В) = 3,58 м) при стационарных скоростях разливки в диапазоне 0,81,12 м/мин. Высота рабочих стенок Н = 900 мм.

Рисунок 10 - Зависимость Q_кр(v)

Измеренный тепловой поток Q_кр, кВт, можно описать выражением:

(3.1)

где v скорость разливки, м/мин.

Поскольку величина Q_кр прямо пропорциональна периметру рабочих стенок кристаллизатора P (в данном случае Р = 3,58 м), то вместо формулы (3.1) можно предложить более общую формулу:

(3.2)

Где Р периметр рабочих стенок кристаллизатора, м.

Рассмотрим тепловой поток Q_рол, отводимый от сляба роликами. Ролики воспринимают теплоту от слитка за счет теплообмена излучением и за счет непосредственного контакта со слитком. Теплота, полученная роликом от слитка, передается внутрь ролика путем теплопроводности и идет на нагрев воды, охлаждающей ролик.

В АСУ некоторых современных МНЛЗ регистрируются расходы и нагрев воды через отдельные пары роликов (верхнем и нижнем). Тепловой поток, отведенный в i-й паре роликов, определяется по выражению:

Где расход воды через i-ую пару роликов;

нагрев воды в i-ой паре роликов.

На рисунке 11 показаны тепловые потоки Q_рол(i) кВт, отводимые отдельными парами роликов (i - номер пары роликов) при разливке сляба из низкоуглеродистой стали сечением 1080250 на МНЛЗ №3 КП ЧерМК ОАО «Северсталь» при стационарной скорости разливки 1,2 м/мин.

Величины Q_рол определялись на основе экспериментальных данных, регистрируемых в АСУ МНЛЗ №3. Число пар роликов на МНЛЗ №3 (все ролики - охлаждаемые) составляет 92. В бункере ЗВО, где располагается криволинейный участок МНЛЗ, находятся ролики с номерами i = 158; ролики с номерами i = 5992 находятся в зоне охлаждения на воздухе на прямолинейном участке МНЛЗ.

В бункере ЗВО с увеличением номера i ролика увеличивается диаметр и шаг между соседними роликами, кроме того, на криволинейном участке ролики сложным образом взаимодействуют с затвердевающим слябом, и факелами форсунок, поэтому тепловой поток, отводимый роликами в бункере ЗВО, как следует из рисунка 11, сложным образом зависит от номера ролика i.

Рисунок 11 - Зависимость Q_рол(j)

Вне бункера ЗВО диаметр и шаг между соседними роликами не изменяется, кроме того, сляб на выходе из бункера имеет толстую твердую оболочку, и теплообмен между слябом и роликами протекает в основном за счет излучения, и зависит главным образом от температуры поверхности сляба, которая незначительно изменяется вдоль технологической оси МНЛЗ из-за наличия внутри сляба жидкого ядра. Поэтому, начиная с номера i = 59 и до i = 62 тепловой поток, отводимый роликами, можно принять примерно постоянным. Рассмотрим суммарный тепловой поток, отведенный роликами начиная с номера 1 по текущий: