автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Повышение эффективности тепловой работы плавильных печей-ванн метизного производства

На правах рукописи

Юдин Илья Рафанлович

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ ПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ-ВАНН МЕТИЗНОГО ПРОИЗВОДСТВА

Специальность 05.14.04. - Промышленная теплоэнергетика

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Череповец - 2006

Работа выполнена в Череповецком государственном университете

Научный руководитель: -доктортехнических наук, профессор

Шеста ков Николай Иванович

Официальные оппоненты: - доктор технических наук, профессор

Осипов Юрий Романович

Кандидат технических наук Окунева Татьяна Александровна

Ведущая организация:

ООО институт «Стальпроект»

Защита диссертации состоится «20» октября 2006 г. в 14-00 часов на заседании диссертационного совета Д 212.297.01 при Череповецком государственном университете по адресу: 162600, Вологодская обл., г. Череповец, пр. Луначарского,^.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Череповецкого государственного университета.

Автореферат разослан « 19 » сентября 2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

Никонова ЕЛ,

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Черная металлургия, включающая метизное производство (МП), является одной нз энергоемких отраслей. Большие резервы МП связаны с развитием энергосберегающих технологий и повышением эффективности тепловой работы энергопотребляющего оборудования.

Одним из основных металлических изделий (метизов) является стальная проволока. Дня зашиты ее поверхности от коррозии чаще всего применяют горячее цинкование, осуществляемое в плавильных печах-ваннах различных конструкций и способов нагрева, определяющих как качество продукции, так и эффективность использования природного газа и экономичность совокупного процесса.

С другой стороны, современные условия, особенно мирового рынка, выдвинули новые требования к метизам, которые не содержатся в Государственных стандартах. Например, в настоящее время большим спросом пользуется металлическая сетка с блестящим цветом цинкового покрытия и гвозди, оцинкованные в готовом виде, тогда как ранее выпускали сетку с матовым цветом покрытия, а гвозди изготавливали из оцинкованной проволоки.

В МП также применяют печи-ванны для травления проволоки и фасонных профилей из жаропрочных и нержавеющих марок стали в щелочном расплаве. От эффективности травления в щелочном расплаве зависит как качество метизов, так и трудоемкость составляющих операций комбинированного травления. В то же время эффективность травления зависит от режимных и конструктивных параметров печей-ванн. Таким образом, весьма актуальной является задача совершенствования и разработки новых конструкций печей-ванн и способов их нагрева.

Плавильным печам-ваннам посвещены многочисленные монографии и публикации. Однако в них детально рассмотрены лишь фнзикохимические процессы. Методики теплотехнических расчетов ограничиваются тепловым балансом, основанном на известных инженерных методах, которых явно недостаточно для совершенствования и разработки новых конструкций и способов их нагрева, поэтому задача разработки алгоритмов расчета и математических моделей плавильных печей-ванн, отвечающих современному уровню развития промышленной теплоэнергетики, приобретает особую актуальность.

Цель работы. Повышение эффективности тепловой работы плавильных печей-ванн МП.

Научная новизна.

- Разработан комплексный алгоритм расчета плавильных печей-ванн МП, состоящий та пяти структурных алгоритмов, представляющий детерминированную математическую модель, описывающую основные теплофнзнческие и фнзикохимические процессы сжигания природного газа.

- Выведена формула для расчета коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам, н с ее использованием разработан алгоритм расчета времени нагрева метизов в расплавах, представляющий детерминированную структурную математическую модель, которая не зависит от конструкции и способа нагрева печи-ванны, так как температура расплавов постоянна во времени.

На основе разработанного алгоритма и математической модели рассчитаны критерии подобия, коэффициент теплоотдачи от расплава к метизам, а также длина и время нагрева проволоки в печах-ваннах горячего оцинкования, показано, что при нагреве в расплавах проволока и тонкие фасонные профили являются термически массивными телами.

Разработана методика проведения экспериментов; проведена оценка их погрешности и с ее использованием получены экспериментальные зависимости толщины окиси цинка и температуры на поверхности слоя окиси в форкамере от температуры продуктов сгорания, а также зависимости коэффициента теплопроводности окиси цинка от температуры.

Получены экспериментальные зависимости температуры продуктов сгорания в форкамере от времени работы печи-ванны при полном и неполном сжигании природного газа, показаны преимущества постадийного сжигания перед полным сжиганием.

Разработаны алгоритм и математическая модель расчета теппофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа, объединившие методики В.Ф. Копытова и М.Б. Равича с результатами исследований Гурвича Л.М. и Мкттора В.В., позволившие получить зависимости химического состава, жаропроизводительности, калориметрической температуры и пирометрического коэффициента от коэффициента расхода первичного воздуха (а 1 ) в начальный и конечный период работы печи.

Разработаны алгоритм н математическая модель расчета приведенной степени черноты форкамеры (бф_,) при отсутствии и наличии в продуктов неполного

сгорания частиц сажистого углерода, существенно увеличивающих светимость факела в форкамере. На базе результатов расчетов алгоритма построены зависимости степени черноты продуктов неполного сгорания от коэффициента 0С| в начальный и конечный период работы печи для широкого диапазона геометрических размеров форкамеры, а также угловых коэффициентов излучения от форкамеры к расплаву.

Разработаны алгоритмы и математические модели расчета тепловых потоков, передаваемых расплаву из камеры сгорания (форкамеры), теплового баланса, расхода природного газа и КПД печи-ванны.

Практическая значимость: На основе сравнения результатов расчета теплового баланса печей-ванн щелочного расплава с электрическим и газовым нагревом показана энергетическая и экономическая эффективность нагрева печей погружными газовыми нагревателями (ПГН). Показано, что при горячем оцинковании проволоки целесообразно использовать форкамерный нагрев с постадийным сжиганием топлива, а при травлении фасонных профилей - нагрев ПГН. Разработана высокоэффективная печь-ванна для цинкования гвоздей в готовом виде, защищенная двойным патентом РФ №2277605 (печь и способ эксплуатации), производительность которой при прочих равных условиях в два

раза выше, а удельные расходы природного газа существенно ниже, чем у обычных печей.

— Рассчитаны тепловые балансы печи-ванны в начальный и конечный периоды работы для минимального и максимального диаметра низкоуглеродистой проволоки, при открытом и закрытом слоем вермикулита зеркале расплава в технологической части печи, где протягивают нитки проволоки.

— Рассчитаны зависимости расхода природного газа и КПД печн от температуры в форкамере, показана целесообразность использования вермикулита в качестве засыпки зеркала ванны в технологической части печи и большая энергетическая эффективность термохимической обработки проволоки большого диаметра.

— Полученные таблицы и номограммы представляют самостоятельный интерес и могут быть использованы при курсовом и дипломном проектировании студентами вузов, а также при выполнении инженерных расчетов специалистами заводов и проектных организаций.

— Результаты экономических расчетов показали, что годовой экономический эффект по внедрению «ноу-хау» по плавильным печам ЗАО «Северстальметиз» составил 30,8 млн. руб. При этом срок окупаемости не превышает 1 года.

Апробация работы и публикации. Основные результаты диссертационной работы были доложены и обсуждены на Международной научно-практической конференции «Рациональное использование природного газа в народном хозяйстве» (Москва: ВНИПромгаз, МИСнС, 2003), на 4-ой международной научно-технической конференции, посвещенной 120-летию И.П. Бардина (Череповец: ОАО «Северсталь», ЧГУ, 2003), на 4-ой международной научно-технической конференции «Повышение эффективности теплообменных систем» (Вологда: ВГТУ, 2004), на 5-ом международном конгрессе прокатчиков (Череповец: ВГТУ, 2005), на 6-ой международной конференции молодых ученых (Череповец: ЧГУ, 2005), на 5-ой международной научно-практической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (Череповец: ОАО «Северсталь», ЧГУ, 2005), на Международной научно-технической конференции «Автоматизированная подготовка машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (Вологда, ВГТУ, 2005), на 3-ей международной научно-технической конференции, посвещенной ] 00-летию М.А. Глинкова «Металлургическая теплотехника и будущее» (Москва: МИСиС, 2006), на 2-ом международном конгрессе «Пече-трубостроение: тепловые режимы, конструкции, автоматизация и экология» (Москва, Ассоциация пече-трубостроителей, Технадзор, АНН им. A.M. Прохорова, 2006г.).

Материалы диссертации изложены в 20 публикациях. Одна из них удостоена Диплома Всероссийского конкурса как лучшая по вопросам отрасли, опубликованная в журнале «Бюллетень научно-технической и экономической информации ЧМ» в 2004 году. Работа ЧГУ, выполненная на тему «Разработка и внедрение высокоэффективных печей-ванн метизного производства», членом авторского коллектива которой является диссертант, стала лауреатом Государственной премии Вологодской области 2004г. по науке и технике.

На защиту выносится: комплексный алгоритм расчета плавильных печей МП и детерминированная математическая модель, состоящая из двух независимых и трех зависимых алгоритмов, также представляющих структурные математические модели; результаты аналитических н экспериментальных исследований плавильных печей-ванн; результаты внедрения усовершенствованных и новых конструкций печей-ванн и способов их нагрева.

Объем и структура работы.

Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов в виде основных результатов работы, библиографического списка из 133 наименований. Объем диссертации составляет 164 с. машинописного текста, 46 рисунков и 26 таблиц, а также четырех приложений.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность диссертации и соответствие ее специальности - 05.14.04. - «Промышленная теплоэнергетика», сформулирована цель работы, показаны научная новизна и практическая значимость. По результатам предварительного анализа целей работы разработана структура диссертации.

В первой главе проведен анализ процессов плавления, нанесения цинковых покрытий на проволоку, травления фасонных профилей в щелочном расплаве, способов нагрева н конструкций печей-ванн МП. Показано, что для повышения надежности работы печей-ванн и эффективности использования природного газа при горячем оцинкованин проволоки целесообразно использовать форкамерный нагрев с постадийным сжиганием топлива. В главе отмечается, что существенные изменения технологии горячего цинкования, в частности, получения блестящего цвета покрытия на поверхности проволоки и о цинкования гвоздей в готовом виде обусловили актуальность разработки новых конструкций и способов нагрева печей* ванн. На основе сравнения тепловых балансов печей-ванн щелочного расплава с электрическим и газовым нагревом показана энергетическая и экономическая эффективность нагрева печей ПГН.

Проведенный обзор существующих теплотехнических расчетов плавильных печей-ванн МП доказал необходимость разработки алгоритмов расчета и математических моделей плавильных печей-ванн МП.

Во второй главе показаны результаты разработки высокоэффективной печи-ванны для цинкования гвоздей в готовом виде, защищенной двойным патентом РФ №2277605, производительность которой в два раза выше, а удельные расходы природного газа существенно ниже, чем у обычных печей. Конструкция разработанной печи представлена на рис. 1.

Теоретически обосновано, что полученные значения критерия Рейнольдса, для низко и высокоуглеродистой проволоки сталепроволочных цехов ЗАО «Северстальметиз», отвечают ламинарным условиям теплообмена между расплавом и метизами. Профессором МГИСиС Мастрюковым Б.С. показано, что ламинарному движению отвечает значение критерия Нуссельта, равное двум, так как величина пограничного слоя не может быть больше радиуса проволоки.

ДА

А

Г

воздух

А 1

Фиг. 2

1 - расплав цинка:

2 - форкамера; 3 - горелки; 4 - сопла; 5 -зона неполного сжигании топлива;

6 ~ зона дожигания продуктов неполного сгорания;

7 - свод форкамеры;

8 - рекуператор; 9 - подвижные шторки; 10 - технологические карманы; 11 — специальные перфорированные емкости

Рис. 1. Печь-ванна плавления и нанесения покрытий легкоплавких металлов на изделия

Выведена формула для расчета коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам (!) и разработан алгоритм расчета времени нагрева метизов в расплавах, представляющий детерминированную структурную математическую модель, которая не зависит от конструкции и способа нагрева печи-ванны (рис. 2);

2А,-

осрп=^, (1)

где Хр — коэффициент теплопроводности расплава (Вт/(м-К)), Ь - характерный линейный размер (м). Для проволоки таким размером является ев диаметр - а для полосы ев толщина - 5„. Этому подходу отвечают граничные условия третьего рода, когда задается температура среда, окружающей тело, и закон теплопередачи между поверхностью тела и окружающей средой.

При расчете времени нагрева профилей в щелочном расплаве в блоке 1 исходных данных отсутствует скорость профилей так как они неподвижны и Ле = 0, По этой причине алгоритм расчета нагрева профилей не содержит блоков 2 и поэтому эти блоки обозначены штриховыми линиями.

В теории теплопередачи существует понятие термической массивности, для установления границ тонких и массивных тел, по рекомендации Г.П. Иванцова,

Ввод данных:

(«,), 8„, <Ц. С„р, С, V й. V» Ь

СЕ

Расчет критерия Рейиольдса: Ле ■

Расчет коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам: ТК^Л,

Расчет плотности теплового потока от расплава к метизам: Чр,- а,. (|р - {„)

Приближенный расчет времени нагрева метизов:

Уточненный расчет времени нагрева метизов:

Рис. 2. Алгоритм и математическая модель расчета времени н длины нагрева метизов в расплавах

пользуются критерием Био. Разделив критерий В» на критерий N0 и учитывая то, что последний равен двум, получим:

= (2) л

где — коэффициент теплопроводности проволоки, (Вт/(м-К)).

По результатам расчетов, выполненных по формуле (2), построены зависимости критерия 1М от температуры при горячем оцннковании (рис. 3), наглядно свидетельствующие о термической массивности геометрически тонкой проволоки, так как им отвечает критерий В1 > 0,5. Здесь 1Й > 2.

На основе алгоритма расчета времени и длины зоны нагрева метизов в расплавах построены зависимости коэффициентов Ор, от диаметра при горячем оцинковании, представленные на рис. 4. Зависимость Ор,, от <3„ имеет плавно убывающий характер. На рис. 4 также представлены зависимости длины зоны нагрева проволоки от ее диаметра, а на рис. 5-6 - времени нагрева от температуры.

Рис. 3. Зависимости критерия В| от температуры при горячем оцннкоааиш проволоки:

1 - низкоуглеродиета* проволока;

2 - средиеуглеродистаа проволока;

3 - высокоуглеродистая проволока

т. с

Рис, 5. Зависимости времени нагрева проволоки от температуры в расплаве цинка (470 °С) для диаметров 1+6 мм

Рис. 4. Зависимость коэффициентов теплоотдачи от расплава к проволоке (а,,) и длины зоны кагрева проволоки от диаметра при горячем оишковании: I - зависимость коэффициентов аи от <1^ 2,3 - соответственно зависимости Ь» от <1л для нюкоугле роди стой и высокоуглеродистой стали

На рис. 5. представлены зависимости времени нагрева проволоки от температуры в расплаве цинка (470°С) для диаметров 1+6 мм. Для низкоуглеродистой проволоки они приведены в диапазоне изменения диаметров 0,5-И,О мм, а для высокоуглеродистой - в диапазоне 1+6 мм. Эти диапазоны отвечают минимальным и максимальным ее диаметрам. Однако на рисунке минимальный диаметр ограничен 1 мм, так как зависимость времени нагрева наиболее тонкой ннзкоуглеродистой проволоки диаметром 0,5 мм из-за высокой скорости нагрева практически сливается с осью абцисс.

Анализ полученных результатов подтверждает тот факт, что проволока при нагреве в расплаве цинка является термически массивным телом. Так, для низкоуглеродистой проволоки в диапазоне диаметров 0,5+4,0 мм время нагрева составляет 0,04+2,48 с, а длина зоны нагрева при существующих технологических скоростях: 0,025+0,496 м. Для высокоуглеродистой проволоки в

диапазоне диаметров 1,0*6,0 мм время нагрева составляет 0,16+5,33 с, а длина зоны нагрева: 0,047+0,557 м. Вместе с тем расстояние между погружными скобами в расплаве при самых тонких диаметрах проволоки и толщине цинкового покрытия, как правило, превышает 1,5 м, что убедительно свидетельствует о регламентации совокупного процесса диффузией цинка в сталь проволоки с образованием железоцин ковых фаз и дальнейшего утолщения покрытия за счет нанесения на них химически чистого цинка.

Анализ зависимости времени нагрева полосовых фасонных профилей

из стали 08X13 (рис. 6), показывает, что начальное снижение температуры расплава при загрузке садки не сильно сказывается на времени нагрева полосовых профилей. Так, суммарное время нагрева профилей толщиной 7 мм при постоянной температуре расплава 450°С соответствует 7,43 с, а при переменной температуре 400-450°С - 8,11 с. Разность составляет 8,4%. Сравнительно небольшие отличия обусловлены тем, что процессы нагрева полосовых фасонных профилей лимитируют заключительные стадии травления, когда температуры садки и расплава выравниваются.

В третьей главе разработана методика проведения экспериментов, проведена оценка их погрешности и получены экспериментальные зависимости толщины окиси цинка и температуры на поверхности слоя окиси в форкамере от температуры продуктов сгорания, зависимости коэффициента теплопроводности окиси цинка от температуры, а также зависимости температуры продуктов сгорания в форкамере от времени работы печи-ванны при полном и неполном сжигании природного газа для средневзвешенных диаметров проволоки.

Специфика выполненных экспериментальных и аналитических исследований относится исключительно к печам-ваннам с форкамерным нагревом, где наибольшее окисление наблюдается при полном сжигании природного газа, а наименьшее - при неполном сжигании. Показано, что для расчета тепловых потоков и расходов природного газа, необходимо знать величину термического сопротивления слоя окиси цинка: (бД)гп0, где Я zoo - коэффициент

теплопроводности ZnO, Вт/(м К). Методики определения X изложены в работах Лыкова A.B., а в работах Самсонова Г.В. в табулированном виде представлена зависимость коэффициента XzoO от температуры, которая хорошо согласуется с данными Крыжнжановского P.E. и Штерна З.Ю.

t. с

О 100 200 300 400 500 *,°С

Рис. 6. Зависимости времени нагрева полосовых фасонных профилей из нюкоугле роди стой нержавеющей стали 08X13: 1,2 - соответственно толщжой 6. ™ 7 мм н 10мм при постоянной температуре щелочного раотлава 450°С; 3 - толщиной Б,—7 мм при температуре расплава 400-45СРС;4—толщиной 6," 10 мм при температуре расплава 350-450°С

В работах Самсонова Г.В. эта зависимость для окиси цинка представлена в диапазоне 323+1073К и имеет экстремальный характер. Максимальное значение Хгво отвечает температуре 473К и составляет 17,5 Вт/(м*К), а минимальное -температуре 323К и составляет 0,595 Вт/(м*К). Однако это значение является единственным известным до точки экстремума, так как рассматриваемая зависимость представлена в табулированном виде, поэтому известный интерес представляет определение хотя бы еще одного значения коэффициента \zao- Такой эксперимент в ЧГУ удалось провести в связи с тем, что кафедра "Строительные материалы и технологии" располагает сертифицированным и аттестованным измерителем теплопроводности: ИТСМ-1, предназначенным для исследования

строительных материалов в диапазоне температур: -40-*40°С. Результаты проведенных исследований представлены на рис. 7. Проведенные эксперименты показали, что среднее значение Хтио при температуре 35"С (308К) при плотности порошка бЗООкг/м1 составляет 0,10бВт/(м-К). Анализ зависимости, представленной на рис. 7, подтвердил ее экстремальный характер. Минимальное значение соответствует 308К (35°С) и составляет 0,10бВт/(мК), а технологической температуре 743К (470°С) отвечает коэффициент ~ 9,60 Вт/(м*К). термического сопротивления (б/Х)^ помимо

Хаю, Вт/(мК) 20

300 500 700 900 1100 Т. К

Рис. 7. Зависимость коэффициента теплопроводности окиси цинка от температуры

Для определения

коэффициента А-аю необходимо также определить толщину слоя окиси цинка бг^. Самостоятельный интерес представляют исследования зависимостей температуры в форкамере и расхода газа, потребляемого печью во времени от коэффициента а1. Такие исследования провели на работающих печах-ваннах сталепроволочных цехов ЗАО "Северстальметиз".

Методически определение величины осуществляли следующим образом. Печи-ванны форкамерного нагрева для оцинкования проволоки снабжены двумя дверками. Через эти дверки с зафиксированной площади в сосуд, представляющий открытый сверху цилиндр, собиралась окись цинка. Отобранные пробы взвешивали на лабораторных электронных весах 4-ого класса точности модели ВЛ Э134 - М. Затем для каждой ¡-той пробы по формуле (3) рассчитывали толщину слоя окиси цинка на поверхности расплава:

4 в

512ОО=-'

¡гро

О)

п РгаО'К

где в, 2по> Ргпо — вес ¡-той пробы и плотность окиси цинка, соответственно в кг и в кг/м3, Гц — площадь внутреннего основания цилиндра в м2. Окончательную величину отобранных четырех проб принимали как среднеарифметическую.

Все эксперименты начинали только после чистки поверхности расплава от окиси цинка. После увеличения величины температуры от начальной 700°С через каждые 50 градусов отбирали пробы. Одновременно с отбором проб на контроллере "Ломиконт - 110", термоизмерительном регуляторе "ТРМ" и малогабаритном

wc

900

700 750 800 850 900

Рис, 8. Зависимости температуры окиси цинка на поверхности зеркала и толщины ее слоя от температуры продуктов с гора»™ в форкамерс

70 т, сутки

Рис. 9. Зависимости температуры продуктов

сгорании в форкамерс от времени работы гечи-ванны при полном и неполном сжигании природного газа:

I - полное сжигание, средневзвешенный

диаметр проволоки 3„ -3,4 мм; 2-тоже, 3.

3 1,5 мм; 3—неполное сжигаже, 9„ = 3,5;

4 - тоже, 3, ■ 1,6 мм

цифровом термометре ТЦМ-9210 фиксировали температуры. Газовый анализ осуществляли газоанализаторами ВТИ-2 и КМ-100. Эксперименты осуществляли на печах-ваннах горячего оцинкования низкоуглеродистой проволоки №2-3 сталепроволочного цеха №1 ЗАО "Северстальметиз".

На рис. 8 приведены экспериментальные зависимости толщины окиси цинка и температуры на поверхности расплава от температуры продуктов сгорания в форкамере. Их анализ показал, что обе зависимости имеют возрастающий характер с явными точками перегиба. Для температурной зависимости точка перегиба соответствует температуре в форкамере 775°С, а для зависимости толщины слоя окиси цинка на расплаве - 825°С.

Именно в диапазоне этих температур следует проводить очистку зеркала расплава от окиси цинка, когда окисление расплава интенсифицируется еще до начала процесса его испарения. Анализ также показал, что на эти зависимости практически не влияют способ сжигания природного газа над расплавом и диаметр протягиваемых через печь ниток проволоки. Однако эти параметры определяют зависимости температуры продуктов сгорания в форкамере от времени работы печи-ванны, представленные на рис. 9.

Из рисунка видно, что средне-

взвешенные диаметры не совпадают. Это обусловлено тем, что эксперименты осуществляли в течении длительного времени. Только чистое время всех четырех экспериментов составило 143,61 суток, а общее время — более 1,5 года, так как загрузка агрегатов не стабильна.

Анализ зависимости на рис. 9 убедительно показал предпочтительность постадийного сжигания природного газа перед полным сжиганием. Так, время повышения температуры в форкамере с 700 до 920°С при полном сжигании природного газа и максимальном = 3,4 мм составляет 15,1 суток, а при минимальном 3„ - 1,5 мм - 23,8 суток. При неполном сжигании природного газа

над расплавом время повышения температуры в форкамере с 700 до 920°С при Э„ = 3,5 мм составляет 43,5 суток, а при минимальном -613 суток.

Однако, ограничивать время непрерывной работы печи-ванны этими значениями нельзя, так рост толщины окиси цинка на поверхности зеркала расплава приводит к существенному перерасходу природного газа и снижению КПД печи-ванны. Как было показано ранее, необходимо ограничиваться значениями температур 775+825°С. Они соответствуют времени 8,8+15,2 суток для З„ = 3,5 мм и 10,5*19,5 суток для минимального Зп= 1,6 мм. Практика показывает, что не зависимо от Зп чистку форкамеры целесообразно осуществлять один раз в неделю без остановки печи.

В четвертой главе разработан комплексный алгоритм расчета плавильных печей-ванн МП, представляющий детерминированную математическую модель, описывающую основные теплофизические процессы, протекающие в лечи, и физикохимические процессы сжигания природного газа. Модель является структурной, так как состоит из отдельных элементов и составляющих совокупного процесса. Предлагаемая математическая модель плавильной печи МП представлена в виде алгоритма расчета на рис. 10.

Рис. 10. Алгоритм расчета плавильных печей-ванн

Составляющие алгоритма расчета плавильных печей-ванн сами также являются детерминированными математическими моделями, представляющими самостоятельный интерес. На рис. 11 представлена структура алгоритма блока 3, где впервые объединены обобщенные химические формулы М.Б. Равича с методикой расчета неполного сжигания углеводородных газов В.Ф. Копытова,

_14

Исходные данные

(¡в,, ^ ,аь химсостав природного газа, С„ „ „ „ С,

Е

2 Расчет константы

равновесия, к

I

3 Определение У0, Ун

-а, -

=4,76Д76а1Кш+<и)СпНа,тг+и5пд,Нь,]

X

Расчет химсостава продуктов неполного сгорания

Баланс углерода: х™ +уто -С01+п(С1Н)Ц4,

Баланс водорода: 2гнд

Баланс кислорода: Зх^+Ус+гн^ягСС^ +<»,|[Эа+|)01Нги4 -кЗшС^На,]

Константа равновесия:

к _ "со, "и, _ (СО, + А - уго - а, )В-уго] Усо*н,о Усо(а1'в-2А + Усо)

X

Вывод промежуточных результатов Ц

Хсо. > У со ^ цн. ' 2ни г уц,

Расчет СО», СО. НгО, Н5, Ыг,%

СО,=

•100%

1 Г^СО, + УсО + иН! + 2нло)'

УКд 100%

ю

Расчет

пнро метрического коэффициента

п«=-

Расчет располагаемой теплоты О,,,

О^ззвоо-^зусо-швооин,, о; -др+у. с.1.

I--г

Расчет Ьли

/ ¿"1

X

Расчет Ьм

/ ¡-I

и

_Вывод результатов_

икЛ«. *со, . усо, иН1. гНд , УМд. ЦОь СО. НгЦ, Н2, 1М;, лГ"

Рис. 11. Алгоритм и математическая модель расчета теппофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа

На базе результатов расчетов алгоритма построены зависимости процентного содержания оксида СО и диоксида СОз углерода и их суммы от СЦ при ^ц® и (ш, представленные на рис. 12. Из них следует, что с повышением коэффициента сц содержание СО непрерывно падает, а СОг — растет. При этом их сумма (СО + СОг) снижается, так как с повышением коэффициента в продуктах сгорания возрастает содержание баласта в виде азота, вносимого с воздухом горения. На рис. 13 также представлены зависимости содержания водорода Н2, водяных паров Н20 и их суммы

СО, СОг,

(CCHCOi),% 16

oi

Рис. 12. Зависимости процентного содержали СО, СО) и их суммы от коэффициента расхода первичного воздуха а продукта* сгорания природного газа при '"„г и Ь«: 1 - зависимость процентного содержания СО от при (ж; 2 - зависимость процентного содержания СОг от <Х| при и«; 3 - зависимость

процентного содержал» СО от а( при I»; 4 - зависимость процентного содержания СОг от % при км; 5 - зависимость процентного содержания суммы СО н СОг от «1

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 I Рис. 13. Зависимости процентного содержания Н2, Н20 и их суммы от коэффициента расхода первичного воздуха в продуктах сгорания природного газа при и и»: 1 - зависимость процентного содержания Нг от

при (щк! 2 - зависимость процентного содержания НгО от а( при и,; 3 - зависимость

процентного содержали Н] от «] при 4 - зависимость процентного содержания НгО от си при Тщ; 5 - зависимость процентного содержания суммы Нг и НгО от он

oi

от тех же параметров. Из рисунков видно, что суммы (СО + С02) и (Н* + НгО) совпадают. Это свидетельствует о том, что расчеты выполнены корректно, так как соблюдается химический баланс продуктов сгорания по углероду и водороду.

На рис. 14. представлены зависимости ^^ и а также

коэффициента п» от коэффициента а|. Зависимости 1-2 на указанном рисунке имеют плавно возрастающий характер, обусловленный ростом температур горения топлива при увеличении коэффициента ад. По той же причине зависимости 3-6 имеют плавно убывающий характер.

На рис. 15 представлен алгоритм и математическая модель расчета приведенной степени черноты камеры сгорания, в частности, форкамеры печи-ванны. Расчет бф., основан на известных теоретических представлениях об излучении продуктов сгорания топлива в системах газ-кладка-зеркало расплава, а также на опытных результатах. Их выполняют в блоке 4 алгоритма расчета плавильных печей-ванн (рис. 10). Эти

Рис. 14. Зависимости температуры сгорания природного газа и пирометрического коэффициента

от коэффициента расхода первичного воздуха: 1 -зависимость W от си; 2 - зависимость и, от щ; 3 - зависимость ц. от cii в начальный период работы при tu^; 4 - тоже в конечный период работы при t,«; 5 - тоже в начальный период работы при w 6 - тоже в конечный период работы при w

Исходные данные

.СОьНАСиЦВу«^.

Насчет длины луча

в форкамере

и=3,6Иф,м

4 Расчет степени черноты

водяных паров ен)0 и р

Расчет ифциального давления

РН1о-("1°/100)-10\Па

насчет парциального давления

Расчет углового коэф. шлучения

Расчет степени черноты диоксида углерода

Рсо. Ж(С01/100)-10'

"оо,

Расчет сте пени черноты Оезсажистых продуктов старания

£

Расчет степени черноты сажистых продуктов сгорания при Сс • 17* > I Ржчеткоэффшиета излучения сажистым углеродом

ке =0,6С при Цф-1,5 м к, = 0,7С* при Цф=м Расчет коэф. излучения газовой среды

I

10

т

г

гасчст

произведения

С'.Ц*

Расчет степени черноты сажистых проауюов слоратя при

Расчет привезенной степени черноты форкамеры

лены на

увеличении высоты форка-меры угловой коэффициент излучения на зеркало расплава непрерывно плавно убывает, а при увеличении ширины растет.

Зависимости степени черноты продуктов сгорания б® , ег от коэффициента а| при Нф = 0,5; 1,2 м и температурах 700, 920°С представлены на рис. 17. Здесь на сплошных кривых на участке а( = 0,5 0,7 учитывается содержание в продуктах неполного сгорания частиц сажистого углерода, а штриховые зависимости отвечают безсажистому горению. Из рис. 17 видно, что при безсажистом горении

зависимости степени черно-ты от а) имеют непрерывно возрастающий характер, близкий к плавному, а при наличии сажистых частиц в диапазонах а( = 0,5 + 0,6 при Нф = 0,5 м и <*| = 0,5 -г- 0,7 при Нф = 1,2 м степень черноты е® резко падает и характер ее изменения близок к линейному. Причем при увеличении Нф, пропорциональной эффективной длине луча Ьф е® увеличиваются. При сажистом горении в указанных диапазонах изменения а! степень черноты с, практически не зависит от температуры.

-®г • - Фф.,0 - ег)]= ^г + - - (I - еД! - е,)]}

Т

расчеты позволяют учигы-вать увеличение степени черноты продуктов непо-лного

сгорания при сжигании природного газа с недостатком воздуха из-за наличия в них светящихся частиц сажистого углерода.

Результаты коэффициента фл., мости от (в,Н)ф

рис.

расчета в зависи-представ-16. При

|ГГ Вьюод результатов ~|

Ри& 15. Алгоритм н математическая модель расчета приведенной степени черноты форкамеры

Ef.Sr

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 I 1.1 1.2

Рис. 16. Зависимости углового коэффициента излучения от форкамеры к зеркалу расплава цинка Фф* от высоты форкамеры Нф при различной ее ширине В*

«I

Рис. 17. Завнсимосга степени черноты продуктов сгорания е® , е, от коэффициента расхода первичного воздуха а | при высоте форкамеры Нф- 0,5; 1,2 м и температурах 700,920вС

Зависимости приведенной степени черноты Сф_э от габаритных размеров

форкамеры представлены на рис. 18-19. Зависимости 1-4 на указанных рисунках отвечают безсажистому сгоранию природного газа, а зависимости 5-6 отвечают горению с образованием частиц сажистого углерода.

Из рассматриваемых зависимостей вытекает вывод об обязательности учета при расчетах неполного сгорания топлива наличия в продуктах неполного сгорания частиц сажистого углерода, существенно увеличивающих светимость факела.

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 Н*,м

Рис. 18. Зависимости приведенной степени черноты форкамеры е^,от ее высоты Нф при температуре 700^:

1,2- беэсажисгые продукт сгорания соответственно при Вф-0,5 м, «ц ■ 0,5 и сц=0^*1,0; 3,4-тоже при Вф -1,2 м; 5,6- сажистые продукты сгорания при ад ~0,5, Вф™ 0,5 м иВф- 1,2 м

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2

Нф, м

Рис. 19. Зависимости приведенной степени черноты форкамеры Сф^ от ее высоты Нф при температуре 920°С: IД - безсажисгые продукты сгорания соответственно при Вф-0,5 м, ai-0,5 и ai -0,9- 1,0; 3,4 - тоже при В+= 1Л м; 5,6-сажистые продукты сгоратя при ai **0,5, Вф - 0,5м и Вф - 1.2 м

Расчет тепловых потоков от форкамервы к расплавам реализуется в блоке 5 совокупного алгоритма (рис. 10). Он также представляет структурную детерминированную математическую модель представленную на рис. 20.

Исходные данные

2 Расчет пгкггностм результирующего лучистого потока

/—у /

100 т -Гчча 100

к ) ч )

С» „, (Н В. ьу Х„ У„ У„ Хад.

Раичег ■жвнвалешиого диаметра форкамеры

£

(Насчет суммарной плотности теплового потока

Расчет скорости газов в форкамсре

' 5ЛС

I

Ржчет коэффициенте теплоотдачи кншекиией

а. =-0,9«.,

Г

Расчет платности конвективного потока

г

Расчет суммарного коэффициента теплоотдачи

I

Расчеттегикяого потока переданного расплаву

Р-Н!) 1

,. 1 |10| В ьшод результатов |

Рис. 20. Алгортм и математическая медаль расчета тепловых потоков, передаваемых расплаву

На рис. 21 представлен алгоритм расчета теплового баланса плавильной печи-ванны для горячего оцинкования проволоки, потребляемого расхода природного газа, и КПД. Этот алгоритм также является детерминированной структурной математической моделью. В общем алгоритме расчета (рис. 10) этому алгоритму соответствует блок б.

Исходные данные

О:. Ол, Сг^.

11риход теплоты от сжигания природного газа

Т

Геплота, вносимая нагретым воздухом

т

Теплота, вносимая с окислением цинка

т

Сумма (2+3+4) 0г-0Г+<3.+<?до

"ГГ

Расчет расхода природного газа

Ч--гН*-

1Г

Расчет кпд печи-ванны

КПД« 100%

Че

Теплота на нагрев проволоки

СЫОсЧ

1 еплота на плавление цинка и его догрев до технолап-ческой температуры

ГО

1 еплота уходящих газов

(еплота, теряемая теплопро*

водностью элементами печи

-^—

1 еплота, теряемая зеркалом О,««, ^{(,-1.)

П

1 еплота, теряемая с окисью цинка д'гм>=о,1(а с-0ол

12| 1'еплота, теряемая теплопроводностью через слой 2*Ю

о^о- '¡^^-«а.+о,) а*

Т7

Неучтенное потери

ГПТ

Ое=1<1

Рис, 21, Алгоритм и математическая модель расчета теплового баланса, расхода природного газа и КПД печи-ванны

На рис. 22 приведены зависимости скорости протяжки проволоки и производительности 24 — ниточной печи малоокислительного нагрева от ее диаметра. Из рисунка следует, что эти зависимости имеют противоположное направление. Это объясняется тем, что зависимость производительности от скорости имеет линейный характер, а от диаметра квадратичный.

В табл. 1-2 представлены результаты расчета теплового баланса печи-ванны в начальный и конечный период нагрева с закрытым в технологической части печи-ванны, где протягивают нитки проволоки, зеркалом расплава слоем вермикулита и с открытым зеркалом для максимального диаметра проволоки 4 мм. Для открытого зеркала температура на поверхности является технологической н составляет 470"С, а при зеркале, покрытом вермикулитом, температура на внешней поверхности слоя

вермикулита составляет 60-ь70°С. Именно поэтому для открытого зеркала потери теплоты составляют 44,5 кВт, что составляет 7,8 % от общих расходных затрат, а закрытого вермикулитом — 5,4 кВт, что составляет 1,1 %.

На рис. 23-24 представлены зависимости расхода газа и КПД от температуры продуктов сгорания в форкамере для диаметров проволоки 4 мм и 1 мм. Из указанных рисунков следует, что зависимости расходов и КПД имеют противоположные направления. Это объясняется тем, что рост температуры в форкамере сопровождается увеличением окисления расплава и расход газа растет, а КПД падает. Эти зависимости убедительно свидетельствует о большей энергетической эффективности термохимической обработки проволоки большого диаметра.

Таблица I

Тепловой баланс печи-ванны в начальный и конечный период нагрева с закрытым зеркалом для проволоки диаметром 4 мм

Статья Приход теплоты Статья Расход теплоты

Начальный период Конечный период Начальный период Конечный период

кВт % кВт % кВт % кВт %

1. Теплота от сжигания природного газа 233,2 88,1 472,6 93,0 1. Теплота на нагрев проволоки 106,7 40,3 106,7 21,0

2. Теплота от нагрева воздуха 30,0 И,4 31,2 6,2 2. Теплота на плавление и нагрев 2л 7,1 2,7 7,1 1,4

3. Теплота от окисления цинка 1,4 0,5 4,1 0,8 Э. Теплота с уходящими газами 71,3 26,9 173Д 34,1

4. Итого 264,8 100 507,9 100 4, Теплота от теплопроводности в ванной части 19,5 7,4 19,5 3,8

5, Теплота от теплопроводности в форкамере 33,8 12,8 44,0 8,7

6. Теплота через дверей 3,4 М 4,4 0,9

7. Теплота, теряемая зеркалом 5,4 1,9 5,4 1,1

8. Теплота, теряемая с ТпО 0,1 - 0,4 0,1

9. Теплота, теряемая теплопроводностью через слой2пО 10,3 3,9 126,8 4,9

10. Неучтенные потери 7,2 20,4 4,0

11. Итого 2Ш 100 100

Рис. 22, Зависимости скорости протяжки н юкоуглеродиетой проволоки и производительности 24 - ниточной печи-ванны {»крытого малоокислительного нагрева от диаметра проволоки

Таблица 2

Тепловой баланс печи-ванны в начальный и конечный период нагрева с открытым зеркалом дм проволоки диаметром 4 мм

Статья 11риход теплоты Статья Расход теплоты

Начальный период Конечный период Начальный период Конечный период

кВт % кВт % кВт % кВт %

1. Теплота от сжигания природного газа 280,7 88,6 526,6 92,7 1. Теплота на нагрев проволоки 106,7 33.7 106,7 18,8

2, Теплота от нагрева воздуха 34,7 11,0 37.4 6,6 2. теплота на плавление и нагрев 2а 7,1 2,2 7,1 U

J. Геолога от окисления цинка 1,4 0,4 4,1 0.7 3. Теплота с уходящими газами 84.2 26,6 194,3 34,2

4. Итого 316,8 100 568,1 100 4. Теплота теплопроводностью в ванной части 19,5 62 19,5 3.4

Теплота теплопроводностью в форкамере 33,8 10,7 44,0 7.7

6. Теплота через дверки 3,4 4,4 0,8

7. Теплота, теряемая зеркалом 44,5 13,9 44.5 7,8

К. Теплота, теряемая с&О 0,1 - 0,4 0,1

9. Теплота, теряемая теплопроводностью чеоез слой 2пО 10,3 3,3 126,8 22,4

10. Неучтенные потерн .7Ä. ЗА ?¥, 3,<>

11. Итого 316.Й IM 568,1 "loo"

V,, mV

700 750 800 850 900 950

Рис. 23. Зависимости расхода природного газа и КПД печи-ванны от температуры

продуктов сгорания в форкамере при максимальной производительности (0 4 мм - G = 1693,7кг/ч)

700 750 800 850 900 950 Ц. "С

Рис. 24. Зависимости расхода природного газа и КПД печи-ванны от температуры

продуктов сгорания в форкамере при минимальной производительности (0 1 mm-G — 463,1 кг/ч)

22

ВЫВОДЫ

1. Ma основе сравнения результатов расчета теплового баланса печей-ванн щелочного расплава с электрическим и газовым нагревом убедительно показана энергетическая и экономическая эффективность нагрева печей погружными газовыми нагревателями. Показано, что для повышения надежности работы печей-ванн и эффективности использования природного газа при горячем оцинкованни проволоки целесообразно использовать фор камерный нагрев с постадийным сжиганием топлива, а при травлении фасонных профилей - нагрев ПГН.

2. Разработана высокоэффективная печь-ванна для цинкования гвоздей в готовом виде, защищенная двойным патентом РФ №2277605 (печь и способ эксплуатации), производительность которой при прочих равных условиях в два раза выше, а удельные расходы природного газа существенно ниже, чем у обычных печей.

3. Выведена формула для расчета коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам, и с ее использованием разработан алгоритм расчета времени нагрева метизов в расплавах, представляющий детерминированную структурную математическую модель, которая не зависит от конструкции и способа нагрева печи-ванны, так как температура расплавов постоянна во времени.

4. На основе разработанного алгоритма и математической модели рассчитаны критерии подобия, коэффициент теплоотдачи от расплава к метизам, а также длина и время нагрева проволоки в печах-ваннах горячего оцинкования, показано, что при нагреве в расплавах проволока и тонкие фасонные профили являются термически массивными телами.

5. Разработана методика проведения экспериментов, проведена оценка их погрешности и с ее использованием получены экспериментальные зависимости толщины окиси цинка и температуры на поверхности слоя окиси в форкамере от температуры продуктов сгорания, а также зависимости коэффициента теплопроводности окиси цинка от температуры.

6. Получены экспериментальные зависимости температуры продуктов сгорания в форкамере от времени работы печи-ванны при полном и неполном сжигании природного газа для средневзвешенных диаметров проволоки, показаны преимущества постаднйного сжигания природного газа перед полным сжиганием, и, что независимо от средневзвешенного диаметра и скорости протяжки проволоки необходимо еженедельно чистить форкамеру.

7. Разработан комплексный алгоритм расчета плавильных печей-ванн метизного производства, состоящий из пяти структурных алгоритмов, представляющий детерминированную математическую модель.

8. Разработан алгоритм и математическая модель расчета теплофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа, объединивший методики В.Ф. Копытова и М.Б. Равича с результатами исследований Гурвича A.M. и Миттора В.В., позволивший получить зависимости химического состава, жаропроизводительности, калориметрической температуры и пирометрического коэффициента от коэффициента a t в начальный и конечный период работы печи.

9. Разработаны алгоритм и математическая модель расчета приведенной степени черноты форкамеры (&ф_,) при отсутствии и наличии в продуктов неполного

сгорания частиц сажистого углерода, существенно увеличивающих светимость факела в форкамере. На базе результатов расчетов алгоритма построены зависимости степени черноты продуктов неполного сгорания от коэффициента а, в начальный и конечный период работы печи для широкого диапазона геометрических размеров форкамеры, а также угловых коэффициентов излучения от форкамеры к расплаву.

10. Разработаны алгоритмы и математические модели расчета тепловых потоков, передаваемых расплаву из камеры сгорания (форкамеры), теплового баланса, расхода природного газа и КПД печи-ванны.

11. Рассчитаны тепловые балансы печи-ванны в начальный и конечный периоды работы для минимального и максимального диаметра низкоуглеродистой проволоки, при открытом и закрытом слоем вермикулита зеркале расплава в технологической части печи, где протягивают нитки проволоки.

12. Рассчитаны зависимости расхода природного газа и КПД печи от температуры продуктов сгорания в форкамере, показана высокая эффективность использования вермикулита и большая энергетическая эффективность термохимической обработки проволоки большого диаметра.

13. Результаты экономических расчетов показали, что годовой экономический эффект по внедрению «ноу-хау» по плавильным печам ЗАО «Северсгальметиз» составил 30,8 млн. руб. При этом срок окупаемости не превышает 1 года.

14. Таблииы и номограммы; полученные в данной работе, представляют самостоятельный интерес и могут быть использованы при курсовом и дипломном проектировании студентами вузов, а также при выполнении инженерных расчетов специалистами заводов и проектных организаций.

ОСНОВНЫЕ НАУЧНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ОПУБЛИКОВОНЫ В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ

1. Юдин P.A., Голяков O.A., Юдин И.Р. Реконструкция печи-ванны щелочного расплава // Сталь, - 2003. -№1, с. 85-88.

2. Юдин P.A. , Юдин И.Р. Некоторые пути повышения качества продукции метизного производства // Заготовительные производства в машиностроении. - 2003. - Jfe5, с. 33-41.

3. Юдин P.A., Голяков O.A., Агафонов Ю.И., Агирре Х.Ф., Юдин И.Р. Повышение эффективности работы плавильных печей метизного производства.// Рациональное использование природного газа в металлургии: Сб. Тезисов международной научно-практической конф. - М: ВНИИПромгаз, МИСиС. - 2003. с. 162-164.

4. Юдин P.A., Голяков O.A., Агафонов Ю.И., Агирре Х.Ф., Юдин И.Р. Применение карбида кремния в печах метизного производства // Прогрессивные методы и оборудование металлургического производства: Материалы 4-ой Международной научно-технической конф., посвященной 120-летию И.П. Бардина. - Череповец: ОАО ''Северсталь", ЧТУ. - 2003. с. 234-236.

5. Юдин P.A., голяков O.A., Агафонов Ю.И., Агирре Х.Ф., Юдин И.Р. Совершенствование плавильных печей метизного производства И Бюл. научн.-техн. и экономической информации 4M, — 2004. — №4. — с. 47-49.

6. Юдин P.A., Голяков O.A., Агафонов Ю.Н., Х.Ф. Агирре. Юдин И.Р. Совершенствование плавильных печей метизного производства // Труды пятого конгресса прокатчиков (Череповец, 2003г.). — М.: Черметинорфм.: — 2004. — с. 392-394.

7. Юдин P.A., Голяков O.A., Юдин И.Р., Романков A.C. Повышение эффективности работы печей с газовыми нагревателями II Труды пятого конгресса прокатчиков (Череповец, ОАО «Промметиз», 2003г.). — М.: Черметинорфм.: - 2004. - с. 394-395.

8. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Совершенствование конструкций и способов отопления печей-ванн горячего цинкования // Сталь. - 2004. - № 9. с. 45-46.

9. Шестаков Н.И., Юдин P.A., Юдин И.Р. Производство гвоздей и повышение эффективности работы газовых печей-ванн для их горячего цинкования в готовом виде // Материалы IV международной конференции. Повышение эффективности теплоооменных систем. — Вологда: ВГТУ. — 2004г., с. 196-200.

10. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Совершенствование плавильных печей метизного производства // Заготовительные производства в машиностроении. -2004,-№11, с. 52-53.

11. Юдин P.A., Шестаков H.H., Юдин И.Р. Определение коэффициента теплоотдачи при цинковании стальной проволоки // Сталь. - 2005. - №3, с. 75-76.

12. Юдин И.Р. Разработка алгоритма расчета нагрева метизов в плавильных печах // Сборник трудов молодых ученых. - Череповец, 2005., с. 126-128.

13. Юдин P.A., Агафонов Ю.И., Шестаков Н.И., Юдин И.Р., Романков A.C. Модернизация печей с газовыми трубчатыми нагревателями // Сталь. -2005.- №7. с. 78-80.

14. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Алгоритм расчета приведенной степени черноты форкамеры плавильной печи метизного производства // Автоматизированная подготовка машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов ihi оборудования. — Мат. международной научно-техн. конф. — Вологда: ВГТУ. — 2005. с. 5-8.

15. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Разработка алгоритма'расчета нагрева метизов в расплавах// Сталь, - 2005. - № 11. с. 105-109.

16. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Алгоритм расчета теплофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства. - Мат. 5-ой международной научно-практ. конф., Череповец: ОАО "Северсталь", ЧГУ. - 2005. с. 194-198.

17. Юдин И.Р, Юдин P.A., Шестаков Н.И. Результаты расчета теплофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства. - Мат. 5-ой международной научно-практ. конф., Череповец: ОАО "Северсталь", ЧГУ. -2005. с. 198-201

18. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Алгоритм расчета нагрева метизов в расплавах. // Труды III международной научно-практической конф., посвященной 100-летию MA. Глинкова. Металлургическая теплотехника; история, современное состояние, будущее. - М: МИСиС. - 2006. с. 655-659.

19. Юдин P.A., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Особенности расчета приведенной степени черноты форкамеры плавильной печи метизного производства // Пече-трубостроение: тепловые режимы, конструкции автоматизация и экология. - Мат. II международного конгресса, М.: АИН им. А.М. Прохорова. - 2006. с. 655-659.

20. Патент -№>2277605 (РФ). Печь-ванна плавления и нанесения покрытий легкоплавких металлов на изделия н способ ее эксплуатации / Юдин P.A., Голяков O.A., Барышков C.B., Юдин И.Р. -Опубл. в Б.И., 2006г., №16.

Лицензия А № 001633 от 2 февраля 2004 г. Подписано к печати 14.09.06 г. Тир. 100.

Усл. печ. л. 1 Формат 60x84^^. Зак.^»*^

ГОУ ВПО «Череповецкий государственный университет» 162600, г. Череповец, пр. Луначарского, 5

Введение.

1. Анализ технологических процессов, конструкций и способов нагрева печей-ванн плавления, нанесения покрытий метизного производства и методов их расчета.

1.1. Анализ технологических процессов плавления и нанесения покрытий, применяемых в метизном производстве.

1.1.1. Горячее оцинкование метизов.

1.1.2. Обработка метизов в щелочном расплаве.

1.2. Анализ конструкций и способов нагрева печей-ванн плавления и нанесения покрытий.

1.2.1. Печи со стальными ваннами с боковым нагревом.

1.2.2. Печи-ванны с форкамерным нагревом.

1.2.3. Выбор рекуператора для печей-ванн с форкамерным нагревом.

1.2.4. Конструкция и способ напева печи-ванны для получения низкоуглеродистой проволоки с блестящим цинковым покрытием.

1.2.5. Анализ существующих конструкций печей-ванн щелочного расплава, включая печи-ванны с погружными нагревателями в различные расплавы.

1.3. Выбор конструкций и способов нагрева, анализ существующих подходов к теплотехническим расчетам печей-ванн.

1.4. Выводы по главе и постановка задачи.

2. Совершенствование печей-ванн форкамерного нагрева с постадийным сжиганием природного газа и инженерные подходы к математическому моделированию их тепловой работы.

2.1. Совершенствование печей-ванн форкамерного нагрева с постадийным сжиганием природного газа для горячего оцинкования гвоздей.

2.2. Определение коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам.

2.3. Разработка алгоритма и математической модели расчета нагрева метизов в расплаве цинка.

2.4. Выводы по главе.

3. Экспериментальные и аналитические исследования тепловой работы плавильных печей-ванн метизного производства.

3.1. Методика проведения экспериментов и оценка их погрешности.

3.2. Экспериментальные и аналитические исследования зависимости теплопроводности окиси цинка от температуры.

3.3. Экспериментальные и аналитические исследования зависимостей толщины окиси цинка и температуры на поверхности зеркала расплава цинка в форкамере от температуры продуктов сгорания в форкамере и ее изменение во времени.

3.4. Выводы по главе.

4. Алгоритм и математическая модель расчета плавильных печей-ванн метизного производства.

4.1. Анализ структуры алгоритма расчета плавильных печей-ванн метизного производства.

4.2. Алгоритм и математическая модель расчета теплофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа.

4.3. Алгоритм и математическая модель расчета приведенной степени черноты камеры сгорания.

4.4. Алгоритм и математическая модель расчета тепловых потоков, передаваемых расплаву.

4.5. Алгоритм и математическая модель расчета теплового баланса, расхода природного газа и КПД печи-ванны.

4.6. Выводы по главе.

Основные результаты работы.

В метизном производстве используются весьма сложные технологические процессы и оборудование. Продукция находит широкое распространение и применение, особенно в машиностроении, которое в последнее время в нашей стране после периода спада непрерывно развивается. При этом еще из времен СССР хорошо известно, что в автомобилях "Жигули" более двух тысяч деталей изготовлено из металлических изделий (метизов), а в самолетостроении используются до 300 тысяч метизов [1].

Одним из основных метизов является стальная проволока. Для защиты ее поверхности от коррозии применяют специальные покрытия. Наибольшее распространение получило горячее оцинкование, осуществляемое в печах-ваннах с расплавом цинка. От эффективности их работы во многом зависит как качество продукции, так и эффективность использования природного газа и экономичность совокупного процесса.

Ранее качество оцинкованной проволоки определялось исключительно сплошностью и толщиной цинковых покрытий, которые согласно Государственным стандартам должны были соответствовать трем классам. Первый класс - наиболее тонкой толщине, а третий - наибольшей.

Современные условия, особенно мирового рынка, выдвинули новые требования. Например, в настоящее время большой спрос имеют металлическая сетка с блестящим цветом покрытия и гвозди оцинкованные в готовом виде. И если в первом случае это во многом диктуется вкусовыми запросами потребителя, то во втором имеет большое практическое значение. Ранее гвозди изготавливали из предварительно оцинкованной проволоки. Сейчас их оцинковывают в готовом виде. Это обусловлено тем, что гвозди, изготовленные из предварительно оцинкованной проволоки, имеют худшее качество, так как на гвоздильных автоматах травмируется их шляпка, которая наиболее подвержена коррозии.

В метизном производстве также применяют печи-ванны щелочного расплава, состоящего из 70-80% каустической соды и 20-30% натриевой селитры, предназначенные для травления жаропрочных и нержавеющих сплавов, так как разработать эффективную технологию их травления с применением только водных растворов различных кислот не удалось. В частности, такой продукцией являются полосовые фасонные профили из стали 08X13. Эта дорогостоящая продукция весьма востребована ОАО "Автоваз". Таким образом, весьма актуальной является задача совершенствования и разработки новых конструкций печей-ванн и способов их нагрева.

Вместе с тем следует отметить, что конструкциям печей-ванн посвещены многочисленные монографии и статьи. Однако в них детально рассмотрены, в частности для горячего оцинкования, исключительно физико-химические процессы формирования покрытия. Теплотехнические расчеты печей-ванн, как правило, ограничиваются тепловым балансом, постатейный расчет которого основан на хорошо известных инженерных методах, которых явно недостаточно для совершенствования и разработки новых конструкций и способов их нагрева, поэтому задача разработки алгоритмов и математических моделей расчета плавильных печей-ванн, отвечающих современному уровню развития промышленной теплоэнергетики, приобретает особую актуальность.

Диссертант выражает глубокую благодарность профессору МГИСиС, д.т.н., заслуженному деятелю науки РФ Арутюнову В.А., профессору МГИСиС, д.т.н., заслуженному деятелю науки РФ, лауреату премии президента РФ Мастрюкову Б.С., профессору ЧТУ, д.т.н., заслуженному изобретателю РФ Юдину Р.А., главному специалисту института «Стальпроект» к.т.н. Лифшицу А.Е. и начальнику технического отдела института «Стальпроект», доценту МГИСиС Гусовскому B.JL, заведующей кафедры ЧТУ «Строительные материалы и технологии», к.т.н., доценту Каптюшиной А.Г. и инженеру этой кафедры Лукъян Г.А., а также сотрудникам теплотехнической лаборатории «Северстальметиз» за помощь и консультации, оказанные в процессе выполнения диссертационной работы.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Проведен анализ технологических процессов плавления, нанесения цинковых покрытий на проволоку, травления фасонных профилей в щелочном расплаве, способов нагрева и конструкций печей-ванн метизного производства. На основе сравнения результатов расчета теплового баланса печей-ванн щелочного расплава с электрическим и газовым нагревом убедительно показана энергетическая и экономическая эффективность нагрева печей гюг-ружными газовыми нагревателями (ПГН).

2. Показано, что для повышения надежности работы печей-ванн и эффективности использования природного газа при горячем оцинковании проволоки целесообразно использовать форкамерный нагрев с постадийным сжиганием топлива, а при травлении фасонных профилей -нагрев ПГН.

3. Показано, что существенные изменения технологии горячего оцинкования, в частности, получения блестящего цвета покрытия на поверхности проволоки и оцинкования гвоздей в готовом виде обусловили необходимость разработки новых конструкций и способов нагрева печей-ванн.

4. Проведен анализ существующих методов расчета печей-ванн, показано, что они ограничиваются тепловым балансом с привлечением некоторых опытных закономерностей, поэтому сделан вывод об актуальности разработки алгоритмов расчета и математических моделей печей-ванн.

5. Разработана высокоэффективная печь-ванна для оцинкования гвоздей в готовом виде, защищенная двойным патентом РФ (печь и способ эксплуатации), производительность которой при прочих равных условиях в два раза выше, а удельные расходы природного газа существенно ниже, чем у обычных печей.

6. Выведена формула для расчета коэффициента теплоотдачи от расплава к метизам, и с ее использованием разработан алгоритм расчета времени нагрева метизов в расплавах, представляющий детерминированную структурную математическую модель, которая не зависит от конструкции и способа нагрева печи-ванны.

7. Сделан весьма важный вывод о том, что независимо от конструкции и способа нагрева печей-ванн алгоритм и математическая модель расчета времени нагрева метизов в расплавах не отличаются, так как температура расплавов постоянна во времени, задана технологически и при прочих равных условиях совпадает.

8. На основе разработанного алгоритма рассчитаны газодинамические (Re), теплофизические (ар1] , Bi) параметры и критерии подобия, а также длина и время нагрева проволоки в печи-ванне горячего оцинкования, показано, что проволока и тонкие фасонные профили являются термически массивными телами.

9. Разработана методика проведения экспериментов, проведена оценка их погрешности и с ее использованием получены экспериментальные зависимости толщины окиси цинка и температуры на поверхности слоя окиси в форкамере от температуры продуктов сгорания, а также зависимости коэффициента теплопроводности окиси цинка от температуры.

Ю.Получены экспериментальные зависимости температуры продуктов сгорания в форкамере от времени работы печи-ванны при полном и неполном сжигании природного газа для средневзвешенных диаметров проволоки.

11 .Убедительно доказаны преимущества постадийного сжигания природного газа перед полным сжиганием, показано, что независимо от средневзвешенного диаметра и скорости протяжки проволоки необходимо еженедельно чистить форкамеру.

12.Разработан комплексный алгоритм расчета плавильных печей-ванн метизного производства, состоящий из пяти структурных алгоритмов, включая алгоритм расчета времени нагрева метизов, представляющий детерминированную математическую модель.

13.Разработан алгоритм и математическая модель расчета теплофизических характеристик и химического состава продуктов неполного сгорания природного газа, объединивший методики расчета В.Ф. Копытова и М.Б. Равича с результатами исследований Гурвича A.M. и Миттора В.В., позволивший получить зависимости жаропроизводительности, калориметрической температуры и пирометрического коэффициента от коэффициента расхода первичного воздуха (а ,) в начальный и конечный период работы печи.

М.Разработан алгоритм и математическая модель расчета приведенной степени черноты в форкамере (сф3), позволяющий получить зависимости степени черноты продуктов неполного сгорания (епсг) природного газа при отсутствии и наличии в них частиц сажистого углерода, существенно повышающего степени черноты (епсг,еф3) от коэффициента а, в начальный и конечный период работы печи для широкого диапазона значений геометрических размеров форкамеры, а также угловых коэффициентов излучения от форкамеры к расплаву в этом диапазоне.

15.Разработаны алгоритмы и математические модели расчета тепловых потоков, передаваемых расплаву из камеры сгорания (форкамеры), теплового баланса, расхода природного газа и КПД печи-ванны.

16. На основе алгоритмов по п. 15 рассчитаны тепловые балансы печи-ванны в начальный и конечный периоды работы для минимального и максимального диаметра низкоуглеродистой проволоки, соответственно 1 и 4 мм, при открытом и закрытом слоем вермикулита зеркале расплава в технологической части печи, где протягивают нитки проволоки.

17.На основе статей тепловых балансов печей и потоков, передаваемых расплаву, рассчитаны зависимости расхода природного газа и КПД печи от температуры продуктов сгорания в форкамере, показана высокая эффективность использования вермикулита в качестве засыпки зеркала ванны в технологической части печи и большая энергетическая эффективность термохимической обработки проволоки большого диаметра.

18.Результаты экономических расчетов, представленные в табл. П. 1.1-П. 1.8, показали, что годовой экономический эффект по внедрению «ноу-хау» в виде изобретений по плавильным печам ЗАО «Северстальметиз» составил 30,8 млн. руб. При этом максимальный срок окупаемости не превышает 1 года. Эффект получен за счет экономии энергетических, сырьевых и трудовых ресурсов, повышения качества продукции и надежности работы оборудования.

19.Таблицы и номограммы, полученные в данной работе, представляют самостоятельный интерес и могут быть использованы в качестве исходных материалов при курсовом и дипломном проектировании студентами вузов, а также при выполнении инженерных расчетов специалистами заводов и проектных организаций.

20.На печь-ванну плавления и нанесения покрытий легкоплавких металлов на изделия и способ ее эксплуатации выдан патент РФ №2277605 на двойное изобретение (конструкция и способ, прил. 2). Одна из статей диссертанта в соавторстве с работниками теплотехнической лаборатории ЗАО «Северстальметиз» удостоена Диплома Всероссийского конкурса как лучшая по вопросам отрасли, опубликованная в журнале «Бюллетень научно-технической и экономической информации // Черная металлургия» в 2004 году (прил.З). Работа ЧГУ, выполненная на тему «Разработка и внедрение высокоэффективных печей-ванн метизного производства», членом авторского коллектива которой является диссертант (прил. 4), стала лауреатом Государственной премии Вологодской области 2004г. по науке и технике.

1. Шахпазов Х.С., Недовизий И.Н., Ориничев В.И. и др. Производство метизов. М.: Металлургия, 1977. - 392 с.

2. Смирнов А.В. Горячее цинкование. М: Государственно научно-техническое издательство литературы по чёрной и цветной металлургии, 1953. - 284 с.

3. Проскурин Е.В., Горбунов Н.С. Диффузионные цинковые покрытия. -М.: Металлургия, 1972.-248 с.

4. Кламмер Г. Выбор системы обогрева и конструкции цинковальных ванн. // Чёрные металлы (перевод с немецкого). 1972. - № 10. -С. 9-16.

5. Патент №1570443 (РФ). Способ нагрева печи с камерами предварительного и окончательного нагрева и печь для его осуществления / Р.А. Юдин, Н.М. Литвинов, В.И. Катков и др. Опубл. в Б.И., 1994г., №5.

6. Патент №1658704 (РФ). Способ нагрева протяжной печи для нанесения покрытий легкоплавких металлов на изделия / Р.А. Юдин, В.Н. Талицкий, Б.А. Гашоков и др. Опубл. в Б.И., 1994г., № 7.

7. Юдин Р.А., Панин Е.И., Татарникова J1.H. Реконструкция печей-ванн горячего цинкования. // Сталь. 1993. -№ 7. - С. 55-57.

8. Патент №21771313 (РФ). Устройство для нанесения горячего покрытия на металлическую проволоку / Мичурин Б.В., Кобзарев В.Н., Барышков С.В. и др. Опубл. в Б.И. 2001г., №21.

9. Патент №2221896 (РФ). Печь-ванна нанесения легкоплавких покрытий на изделия и способ нагрева расплава / Юдин Р.А., Сырцев Г.В., Голяков О.А. и др. Опубл. в Б.И. 2004г., №2.

10. Патент №2277605 (РФ). Печь-ванна плавления и нанесения покрытий легкоплавких металлов на изделия и способ ее эксплуатации / Юдин Р.А., Барышков С.В., Юдин И.Р. Опубл. в Б.И. 2006г., №16.

11. Ванны для горячего цинкования (Рекомендации по эксплуатации, перевод с немецкого). Лейпциг: НКП "ЦРЦ", 40 с.

12. Жетвии Н.П., Раховская Ф.С., Ушаков В.И. Удаление окалины с поверхности металла. -М: Металлургия, 1964. 196 с.

13. Рожиев М.Е., Юдин Р.А., Попов Г.И. Улучшение нагрева расплава цинка в ваннах горячего оцинкования // Сб. рац. предложений, внедренных на предприятиях ЧМ. 1975. - №4. - С. 35-37.

14. Патент №2211866 (РФ). Печь-ванна плавления и нанесения иокрытий легкоплавких металлов на изделия и способ ее нагрева / Юдин Р.А., Мичурин Б.В., Пятов В.В. и др. Опубл. в Б.И. 2003г., №25.

15. Юдин И.Р. Усовершенствование технологии и оборудования для изготовления полосовых профилей из марки стали 08X13 для ОАО "АВТОВАЗ" в ЦСФП ОАО "ЧСПЗ" // Дип. проект. Череповец: ЧТУ, 2003.- 159 с.

16. Юдин Р.А., Голяков О.А., Юдин И.Р. Реконструкция печи-ванны щелочного расплава // Сталь. 2003. -№1. - С. 85-88.

17. Шестаков Н.И., Юдин И.Р., Юдин Р.А., Голяков О.А., Колодезный В.И. Разработка и внедрение высокоэффективных плавильных печей метизного производства. Череповец: ЧТУ, 2005. - 141 с.

18. Юдин И.Р. Экономическая оценка технических решений по реконструкции плавильных печей ОАО "ЧСПЗ" // Дип. проект. -Череповец: ИМиИТ филиал СПГПУ, 2005. 116 с.

19. Заключение технического отдела ОАО "ЧСПЗ" Череповец: ЧСПЗ, 1996.-7 с.

20. Юдин Р.А. Выбор конструкции и способа обогрева печей-ванн горячего цинкования проволоки. // Сталь. 2001. - № 11. - С. 54-57.

21. Земсков Г.В., Смех Е.В., Гущин Л.К., Хмелевская М.Е. Очистка стали от окалины // Мат. конф. по металловеденью и термической обработке. М.: Государ, научно-техн. изд. по черной и цветной металлургии, 1962. - С. 216-220.

22. Юдин Р.А., Юдин И.Р. Некоторые пути повышения качества продукции метизного производства // Заготовительные производства в машиностроении. 2003. - №5. - С. 33-41.

23. Юдин Р.А., Голяков О.А., Агафонов Ю.И., Агирре Х.Ф., Юдин И.Р. Совершенствование плавильных печей метизного производства П Труды пятого конгресса прокатчиков (Череповец, 2003г.). М.: Черметинформ.: - 2004. - С. 392-394.

24. Юдин Р.А., Голяков О.А., Юдин И.Р., Романков А.С. Повышение эффективности работы печей с газовыми нагревателями // Труды пятого конгресса прокатчиков (Череповец, 2003г.). М.: Черметинформ.:2004. -С.394-395.

25. Юдин Р.А., Голяков О.А., Агафонов Ю.И., Агирре Х.Ф., Юдин И.Р. Совершенствование плавильных печей метизного производства // Бюл. научн.-техн. и экономической инф. ЧМ. 2004. - №4. - С. 47-49.

26. Юдин Р.А., Шестаков Н.И., Юдин И.Р. Совершенствование конструкций и способов нагрева печей-ванн горячего цинкования // Сталь. 2004. - №9. - С. 45-46.

27. Рафалович И.М. Теплопередача в печах и аппаратах работающих на расплавленных средах. М.: Металлургия, 1972. - 216 с.

28. Рафалович И.М. Теплопередача в расплавах, растворах и футеровке печей и аппаратов. М.: Энергия, 1977. - 304 с.

29. Голяков О.А., Масалович В.Г., Резников А.Д., Соколинский Ф.Д., Юдин Р.А., Юрковская П.В. Применение карбидкремниевой керамики в высокотемпературных печах // Сталь. 2000. - №2. - С.58-59.

30. Юдин Р.А., Антонова Е.Г., Голяков О.А. Применение карбида кремния на печах метизного производства // Труды третьего конгресса прокатчиков (Липецк, 1999г.) М.: Черметинформ. - 2000. -С. 530-531.

31. Юдин Р.А., Агафонов Ю.И. О возможности применения прогрессивных видов огнеупоров в метизной промышленности. М.: Теплоэнергетик. 2004.-С. 103-106.

32. Патент РФ № 2190172 (РФ). Печь ванна с погружными нагревателями и способ контроля их выхода из строя / Р.А. Юдин, Б.В. Мичурин, В.Н. Кобзарев и др. - Опубл. в fc.K, 2002г., №27.

33. Расчет конструирование , И применение радиационных труб в промышленности: Мат. 1-ой научно-техн. конф. Киев: Наукова думка. - 1967.- 132 с.

34. Расчет конструирование и применение радиационных труб в промышленности: Мат. 2-ой научно-техн. конф. Киев: Наукова думка.- 1972.- 192 с.

35. Расчет конструирование и применение радиационных труб в промышленности: Мат. 3-ей научно-техн. конф. Киев: Наукова думка.- 1977.-160 с.

36. Расчет конструирование и применение радиационных труб в промышленности: Мат. 4-ой научно-техн. конф. Киев: Наукова думка.- 1982.- 196 с.

37. Расчет конструирование и применение промышленных печей с радиационными трубами: Мат. 5-ой Всесоюзной научно-техн. конф. -Киев: Наукова думка. 1987. - 152 с.

38. Расчет конструирование и применение промышленных печей с радиационными трубами: Мат. 6-ой научно-техн. конф. Киев: Наукова думка. - 1992.- 144 с.

39. Юдин Р.А. Испытания новых конструкций горелок для U-образных радиационных труб // Сб. тез. докл. научно-техн. конф. Разработка основ теории конструирования и методы расчета металлургических печей. Свердловск: ВНИИМТ. 1977. - С. 37-38.

40. Юдин Р.А. Некоторые вопросы оптимизации работы отопительных систем печей с радиационными трубами // Сб. тез. докл. научно-техн. конф. Повышение эффективности использования газа и мазута в отраслях народного хозяйства. М: ВНИИПромгаз. 1980. - С. 12-13.

41. Юдин Р.А. Повышение эффективности тепловой работы термических печей Череповецкого сталепрокатного завода // Сб. тез. докл. научнотехн. семинара: Повышение эффект, энергоисп. в основных метал, переделах. Запорожье: МЧМ СССР, 1983. - С. 44-45.

42. Юдин Р.А., Агафонов Ю.И. Выбор горелочных устройств для радиационных труб // Сб. тез. научно-техн. конф.: Горелочные устройства в черной металлургии. Свердловск: ВНИИМТ, 1988. - 64 с.

43. Юдин Р.А. Выбор отопительной системы печей-ванн горячего цинкования // Сб. тез. научно-техн. конф.: Горелочные устройства в черной металлургии. Свердловск: ВНИИМТ, 1988. - 65 с.

44. Семернин A.M., Еринов А.Е. Газовые радиационные трубы. Киев: Техника, 1968.- 187 с.

45. Еринов А.Е., Семернин A.M. Промышленные печи с радиационными трубами. М.: Металлургия, 1978. - 280 с.

46. Крейнин Е.В. Прогрессивные направления в области газового нагрева металла в контролируемых атмосферах: Использование газа в народном хозяйстве. М.: ВНИИГазпром, 1974. - 52 с.

47. Крейнин Е.В. Газовые радиационные тупиковые трубы: Использование газа в народном хозяйстве. М.: ВНИИГазпром, 1974. - 56 с.

48. Крейнин Е.В., Кафырин Ю.П. Сжигание газа в радиационных трубах. -Ленинград: Недра, 1986. 184 с.

49. Аптерман В.Н., Тымчак В.М. Протяжные печи. М.: Металлургия,1969.-320 с.

50. Китаев Б.И., Зобнин Б.Ф., Ратников В.Ф., Телегин А.С., Лисиенко В.Г. Теплотехнические расчеты металлургических печей. М.: Металлургия,1970.-528 с.

51. Справочник конструктора печей прокатного производства, т. 1. Под ред.

52. B.Н. Тымчака. -М: Металлургия, 1970. 576 с.

53. Василькова С.Б., Генкина М.М., Гусовский В.Л., Лифшиц А.Е. и др. Расчет нагревательных и термических печей. Справочник. М.: Металлургия, 1983.-481 с.

54. Винтовкин А.А., Ладыгичев М.Г., Гусовский В.Л., Калинова Т.В. Горелочные устройства промышленных печей и топок. Справочник. -М.: Интернет инжиниринг, 1999. 553 с.

55. Барк С.Е., Гаркуша И.С., Крейнин Е.В. и др. Газовые радиационные трубы // Газовая промышленность. 1970. - №5. - С. 39-42.

56. Маслов В.И., Бондаренко О.П., Рязанов В.Т., Соколинский Ф.Д. и Юдин Р.А. Совершенствование сжигания природного газа в металлических U образных трубах. // Сталь. - 1980. - №3. - С. 252-253.

57. Юдин Р.А., Крейнин Е.В. Промышленные испытания U образной радиационной трубы. // Газовая промышленность. - 1980. - № 5.1. C. 55- 57.

58. Правила безопасности в газовом хозяйстве металлургических и коксохимических предприятий и производств: (ПБ-11-401-01): Госгортехнадзор РФ, НТЦ Промышленная безопасность. 2001. - 211 с.

59. А.С. 1339354 (СССР). Горелка / В.А. Арутюнов, Ю.И. Агафонов, Р.А. Юдин и др. Опубл. в Б.И., 1987, №35.

60. А.С. 1376688 (СССР). Способ сжигания газообразного топлива / В.А. Арутюнов, Ю.И. Агафонов, А.В. Повицкий, Р.А. Юдин Закрытая публикация (ДСП), 1987.

61. А.С. 15801 16 (СССР). Радиационный нагреватель/ В.А. Арутюнов, Ю.И. Агафонов, Р.А. Юдин, С.А. Ганьков. Опубл. в Б.И., 1990, №27.

62. Юдин Р.А., Арутюнов В.А., Агафонов Ю.И. и др. Исследование работы роликовых печей с радиационными трубами, оборудованными пилотными горелками // Сталь. 1997. -№1. - С. 45-50.

63. Юдин Р.А., Ганьков С.А. Изменение системы газоснабжения роликовой печи №1 с пилотными горелками СПЦ №1 // Бюл. научно-техн. инф. ЧМ.- 1997.-№11-12.-79 с.

64. Юдин Р.А., Голяков О.А., Агафонов Ю.И. Проблемы эксплуатации печей метизного производства. // Автоматизированный печной агрегат -основа энергосберегающей технологии 21-ого века: Мат. межд. научио-практ. конф. -М.: МИС и С. -2000. С. 321-322.

65. Юдин Р.А., Агафонов Ю.И., Шестаков Н.И., Юдин И.Р., Романков А.С. Модернизация печей с газовыми трубчатыми нагревателями. // Сталь. -2005.-№7.-С. 78-80.

66. Патент №2119626 (РФ). Установка для плавления сыпучих материалов // Опубл. в Б.И. 1998, №27.

67. Юдин Р.А. Оптимизация и повышение эффективности тепловой работы роликовых печей с радиационными трубами. Дисс. канд. техн. наук. -М.:МВМИ.- 1982.- 183 с.

68. Юдин Р.А. Повышение эффективности тепловой работы печей метизного производства. Дисс. доктора техн. наук, (в форме доклада) -М.: МИС и С.- 1998.- 125 с.

69. НЙТТЕ: Справочник для инженеров техников и студентов (16 изд.). -М. JL: Гл. ред. по машиностроению и металловеденью, т. 1, 1936.-912 с.

70. Абрамович Г.Н. Турбулентные свободные струи жидкостей и газов (2 изд.). М. - Л.: ГОСЭнергоиздат, 1948. - 288 с.

71. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М.: Физматиздат, 1960.-715 с.

72. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика (4 изд.). М.: Наука, 1976.-888 с.

73. Госмен А.Д., Пан В.М., Раниел А.К., Сполдинг Д.Б. и др. Численные методы исследования течений вязкой жидкости (перевод с англ.). М.: МИР,- 1972.-328 с.

74. Khalil Е.Е., Spalding D.B., Whitelaw J.H. Kbi calculation of local flow properties in two dimensional furnaces. // International journal of Heat and Mass Transfer. - 1975, vol. 18. - №6. - C. 775-791.

75. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости (перевод с англ.). -М.: Энергия, 1984. 154 с.

76. Агафонов Ю.И. Об индуцировании факельного процесса в радиационных трубах пилотным пламенем // Изв. вузов ЧМ. 1986. -№5.-С. 155-156.

77. Агафонов Ю.И. Совершенствование тепловой работы радиационных труб. Дисс. канд. техн. наук. М.: МИСИС. - 1986. - 127 с.

78. Horstmann D. Arch. Eisenhuttenwes. 1954. - №25. - С. 215-219.

79. Bablik Н. Jnd Anz. - 1954. - №76. - С. 413-416.

80. Klammer H. Stabe u Eisen. 1964. - №84. - C. 718-722.

81. Horstmann D., Peters F. Arch. Eisenhuttenwes. 1970. - №90. -C. 1106-1114.

82. Глинков M.A. Основы общей теории печей (2-ое изд., доп.). М.: Металлуриздат, 1962. - 576 с.

83. Блох А.Г. Основы теплообмена излучением. М. - JI.: Госэнергоиздат, 1962.-331 с.

84. Гольдфарб Э.М., Кравцов А.Ф., Радиенко И.Н. и др. Расчеты нагревательных печей / Под редакцией Н.Ю. Тайца. Киев: Гостехиздат, 1958. - 422 с.

85. Гусовский B.JL, Оркин Л.Г., Тымчак В.М. Методические печи. М.: Металлургия, 1970. - 430 с.

86. Зобнин Б.Ф. Нагревательные печи (теория и расчет). М.: Машиностроение, 1964.-311 с.

87. Зобнин Б.Ф., Казяев М.Д., Китаев Б.И. Теплотехнические расчеты металлургических печей (2-ое изд.). М.: Металлургия, 1982. - 360 с.

88. Иванцов Г.П. Нагрев металла (теория и методы расчета). / Под ред. и доб. Д.В. Будрина. М. - Свердловск: Металлургиздат, 1948. - 191 с.

89. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача (4-ое изд.). -М.: Энергия, 1981.-416 с.

90. Копытов В.Ф. Нагрев стали в печах. М.: Металлургиздат, 1955.-264 с.

91. Кривандин В.А., Марков Б.Л. Металлургические печи. М.: Металлургия, 1967. - 672 с.

92. Кривандин В.А. Металлургические печи. М.: Металлургия, 1969.-616 с.

93. Ващенко А.И., Глинков М.А., Китаев Б.И., Тайц Н.Ю. Металлургические ттечи, т. 2 М: Металлургия, 1964. - 344 с.

94. Кутателадзе С.С., Боришанский В.М. Справочник по теплопередаче.

95. Л. М.: Госэнергоиздат, 1959.-414 с.

96. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена (5-ое изд.). М.: Атомиздат, 1979.-415 с.

97. Лыков А.В. ТепломассбЪбмен (справочник). М.: Энергия, 1972.-560 с.

98. Мастрюков Б.С. Теплотехнические расчеты промышленных печей. М.: Металлургия, 1972. - 368 с.

99. Невский А.С. Лучистый теплообмен в печах и топках (2-ое изд. испр. и доп.). -М.: Металлургия, 1"971. — 440 с.

100. Кривандин В.А., Арутюнов В.А., Мг1стрФк<>в Б.С. и др. Металлургическая теплотехника, т. 1. -М.: Металлургия, 1986.-424 с.

101. Кривандин В. А., Неведомская И.Н., Кобахидзе В.В. ^f др. Металлургическая теплотехника, т.2. М.: Металлургия, 1986. - 592 с.

102. Кривандин В.А., Арутюнов В.А., Белоусов В.В. и др. Теплотехника металлургического производства, т. 1. — М.: Металлургия, 2002. 608 с.

103. Ю8.Кривандин В.А., Белоусов В.В., Сборщиков Г.С. и др. Теплотехника металлургического производства, т. 2. -М.: Металлургия, 2002. 735 с.

104. Мастрюков Б.С. Теплофизика металлургических процессов. М.: МИС и С, 1996.-272 с.

105. Корольков A.M. Литейные свойства металлов и сплавов. М.: Наука, 1967.-200 с.

106. Ш.Повх И.Л. Техническая термодинамика. Л.: Машиностроение (Ленинградское отд.), 1976. - 502 с.

107. Юдин Р.А. Алгоритм расчета времени открытого малоокислительного нагрева проволоки в протяжной печи с параллельной зоной дожигания // Сталь. 1998. -№3. - С. 53-56.

108. Юдин Р.А. Экспериментальная проверка алгоритма расчета нагрева проволоки в протяжных печах с параллельными зонами сжигания и дожигания // Металлург. -1998. №4. - С. 39-40.

109. Юдин Р.А. Адаптация к результатам экспериментов алгоритма расчета нагрева проволоки в протяжных печах открытого малоокислительного нагрева с параллельными зонами сжигания и дожигания // Бюл. научн. -техн. инф. ЧМ. 1998. -№1-2. - С. 40-42.

110. Лыков А.В. Методы определения теплопроводности и температуропроводности. М.: Энергия, 1973. - 336 с.

111. Самсонов Г.В. Физико-химические свойства окислов. Справочник. М.: Металлургия, 1969. - 459 с.

112. Самсонов Г.В. Физико-химические свойства окислов. Справочник. М.: Металлургия, 1978. - 472 с.

113. Крыжижановский Р.Е., Штерн З.Ю. Теплофизические свойства неметаллических материалов. Л.: Энергия, 1973. - 334 с.

114. Паспорт измерителя теплопроводности ИТСМ-1, 1989.-35 с.

115. Глинков М.А., Глинков Г.М. Общая теория тепловой работы печей. -М.: Металлургия, 1990.-232 с.

116. Копытов В.Ф. Сжигание газа с недостатком воздуха // Сталь.1954.-№3.-С. 57-62.

117. Копытов В.Ф. Нагрев стали в печах. М.: Металлургиздат,1955.-264 с.

118. Равич М.Б. Газ и его применение в народном хозяйстве. М.: Наука, 1974.-368 с.

119. Равич М.Б. Эффективность использования топлива. М.: Наука, 1977.-344 с.

120. Шнейдер В.Е., Слуцкий А.И., Шумов А.С. Краткий курс высшей математики. М.: Высшая школа, 1972. - 640 с.

121. Ващенко А.И., Зеньковский А.Г., Лифшиц А.Е., Шульц J1.A. Окисление и обезуглероживание стали. М.: Металлургия, 1973. - 336 с.

122. Эстрин Б.М. Производство и применение контролируемых атмосфер. -М.: Металлургиздат, 1963. 343 с.

123. Эстрин Б.М. Производство и применение контролируемых атмосфер (при термической обработке стали), 2 изд. М.: Металлургия, 1973.-392 с.

124. Баскаков А.П. Скоростной безокислительный нагрев в кипящем слое. -М.: Металлургия, 1968.-223 с.

125. Гурвич A.M., Митор В.В. // Теплоэнергетика. 1955. - №2. - С. 3-10. Ш.Гурвич A.M.,МиторВ.В. //Теплоэнергетика. - 1955.-№12.-С. 28-31.

126. Никифоров В.П., Куроедов В.А. Теплопередача в рабочем пространстве регенеративной печи безокислительного нагрева // Кузнечно-штамповочное производство. 1963. - №7. - С. 26-30.

127. Технологическая инструкция, ТИ 178-001-07-2001 - Череповец: ЧСПЗ, 2001.-5 с.

128. Основные условные обозначения

129. QI, Q р низшая теплотворная способность природного газа и располагаемая теплота топлива, кДж/м3.

130. V в° объем воздуха, необходимый для сжигания 1 м3 природного газа с заданными коэффициентами расхода а,, м3/м3.

131. Vr расход природного газа на печь-ванну, м3/ч.

132. Р п' Р ZnO ~~ соответственно плотность проволоки и окиси цинка, кг/м . L , L п соответственно характерный линейный размер в критериях подобия, длина зоны нагрева проволоки, м.

133. VNz, VB соответственно объем азота и воздуха горения, м /м .

134. Сс- содержание сажистого углерода в продуктах неполного сгорания природного газа, г/м3.

135. Cn^2n+2> С nH 2n соответственно алканы и алкены. С02, СО , Н20, Н2, N2 - соответственно содержание в продуктах неполного сгорания диоксида углерода, оксида углерода, водяных паров, водорода и азота, %.

136. РНг0, РСо2 соответственно парциальные давления водяных паров идиоксида углерода в продуктах сгорания, Па. Р поправочный коэффициент.ен2о> 8со2> 8г> бз ~~ соответственно степени черноты водяных паров,диоксида углерода, их сумма и степень черноты зеркала.

137. Еф3 приведенная степень черноты системы форкамера-зеркалорасплава.

138. Т/он , Т ,кон , IT. / абсолютные начальные и конечные1. Фнач ' знач ' \ 1 ст /тчтемпературы форкамеры, зеркала расплава и стенок конструктивных элементов печи, К.

139. Ял, qK, qs соответственно нлотности лучистого и конвективноголтепловых потоков, а также их сумма, Вт/м .

140. Cs = 5,77 Вт/м2,К4 коэффициент излучения абсолютно черного тела. Qr, QB, QZn0, Q£ - соответственно приход теплоты от сжиганияприродного газа, нагрева воздуха, подаваемого на горение, окисления расплава цинка и их сумма, кВт.

141. Qzn результирующий тепловой поток переданный расплаву, кВт. Qn, Q,^ - соответственно расходы теплоты на нагрев проволоки, на плавление и догрев цинка до технологических температур, кВт.

142. Д0, Дш, Дс абсолютные погрешности поверки, измерений сопротивления медных проводов и термоэлектродвижущей силы, мВ.

143. U0, UT соответственно сигнал перепада температуры на образце и сумма перепада температур на тепломерах, В.

144. Р0, Рпс, Рк соответственно сопротивление образца: полное, измеренноеУв опытах и контактное, м -К/Вт.

145. Кт -тепловая проводимость на тепломерах, Вт/(м2-К). Fu площадь цилиндра для взятия пробы, м2. h0 - высота образца, м.