МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
Магнитогорский государственный технический университет
им. Г.И.Носова
Кафедра теплотехнических и энергетических систем
ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА
“Тепловые расчёты кольцевой печи с вращающимся подом”
По дисциплине:
“Теплотехника”
Вариант №4
| Выполнил: Студент группы ТМ-02-1 |
Дегтярёв А.В. |
| Проверил: Доцент к.т.н |
Сеничкин Б.К. |
Магнитогорск
2005 г.
Оглавление
1.Введение
. 3
2.ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР
.. 4
3.Исходные данные
. 17
4.Расчёт горения топлива
. 18
5.Расчёт времени нагрева металла
. 22
7.Тепловой баланс
. 31
8. Расчёт рекуператора
. 37
9. Выбор горелок
. 43
10.Аэродинамический расчёт дымового тракта .
45
Список литературы
.. 55
1.Введение
Высокая производительность прокатных и трубопрокатных станов и хорошее качество готовой продукции возможно только при наличии мощных нагревательных печей, хорошо подогревающих металл с минимальным окислением и обезуглероживанием.
Данныё условия полностью выполняются при использовании кольцевых печей, которые состоят из вращающегося пода и неподвижной части, представляющей собой кольцевой канал, перекрытый сводом.
Зазоры между подвижной и неподвижной частями печи перекрыты песочными затворами. Горелки для отопления печи установлены как в наружной, так и во внутренней стене кольцевого рабочего пространства.
Дымовые газы удаляются из печи или только через крайний дымоотбор, расположенный у окна загрузки, или же через дополни-тельно включённые промежуточные дымоотборы, располо-женные по длине кольцевого рабочего пространства печи.
При этом заготовки в кольцевой печи нагреваются, соответст-венно, или по методическому или же по камерному режиму.
Загрузочный и разгрузочный механизмы только кладут заготовку по на подину и снимают с неё, не передвигая по подине. Поэтому после поступления из печи из печи нагретой нагретой заготовки подина остаётся чистой, что способствует минимальному её износу.
При нагреве металла в печи с вращающимся подом заготовки, положенные на под при загрузке, сохраняют своё первоначальное положение в течении всего периода нагрева, т.е. отсутствует кантование их. В данном случае имеет место перемещения самого пода с лежащими на нём заготовками. Это способствует сохранению первоначально образовавшегося на поверхности на поверхности металла слоя окалины.
В случае же нагрева трубной заготовки в методических перекатных печах, вследствие перекатывания заготовки по длине, первичный слой окалины ссыпается, в результате чего обнажается чистая поверхность металла, которая вновь окисляется, что сопровождается увеличением угара металла в печи. В итоге угар металла при нагреве в печи с вращающимся подом значительно уменьшается по сравнению с угаром при нагреве в ролевой печи.
Сокращение количества рабочих окон, горизонтальное положение пода, возможность точного регулирования температур в печи по зонам (в условиях позонного подвода тепла) при одновременном понижении температуры в зоне томления, перед выдачей, также способствуют значительному уменьшению угара металла трубной заготовки в печах с кольцевым вращающимся подом по сравнению с угаром в ролевых печах.
Имеющиеся в кольцевых печах отверстия смотровых и рабочих окон по сравнению с печным объёмом ничтожно малы. Это облегчает борьбу с подсосом воздуха внутрь печи и позволяет работать при положительном давлении, с точно отрегулированной пропорцией газа и воздуха для поддержания в печи атмосферы, создающей наиболее благоприятные условия нагрева заготовок (минимальное их окисление и обезуглероживание).
Кольцевая печь является автоматизированным агрегатом, обеспе-чивающим равномерный нагрев трубной или другой заготовки до заранее заданной температуры в количестве соответствующем производительности обслуживаемого трубопрокатного или колесопрока-тного стана. Нагреваемые заготовки укладывают на поду печи с промежутками, что обеспечивает равномерный прогрев металла по длине и сечению.
Кольцевые печи современной конструкции обеспечивают:
· Бесперебойное снабжение трубопрокатного или колесопрокатного стана нагретым металлом при любых колебаниях производительности стана;
· Высокий коэффициент полезного действия печи и низкий расход топлива при проектной производительности печи;
· Возможность применения низкокалорийного топлива;
· Повышения качества готовых изделий;
· Легко управляемое автоматизированное позоное отопление печи.
2.ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР
| 2.1.Повышение производитель-ности кольцевых печей колесо-прокатного производства |
М.П. Мирошнеченко,
А.С. Беленко, В.В. Булычев и В.В. Требугов
Нижнеднепровский трубопрокатный завод им. К. Либкнехта и Институт чёрной металлургии |
В колесопрокатном цехе трубопрокатного завода им. К. Либкнехта предусмотрена последовательная схема нагрева колесных заготовок в двух кольцевых печах диам. 30 м [1]. Металл нагревают в печи 1
до и догревают до температуры прокатки в печи 2.
Реализация температурного режима по зонам I-V печи 2
обеспечивает нагрев всего сортамента заготовок до необходимого температуры с перепадом по сечению за 3-3,5 ч (Рисунок 1). Производительность участка составляет 80-100 заготовок в час. Максималная часовая производительность колесопрокатной линии достигает 125 колёс, поэтому в периоды длительной интенсивной работы стана (более 1,5-2 ч) температурный перепад по сечению выдаваемой из печи 2
заготовки составляет .
Зоны печи
Рис.1. графики температурного режима нагрева заготовок в кольцевой печи 2:
сплошная линия — при четырёхрядном посаде заготовок,
штриховая — при пятирядном, цифры у кривых — номера термопар
Сокращение времени нагрева металла до 2,3-2,7 ч компенсируется интенсификацией теплообмена путём повышения температуры в зонах на для обеспечения заданного температурного перепада. При этом образуется трудноотделяемая окалина, которая вызывает необходимость дополнительной обточки колёс. Кроме этого, это сопряжено с увеличением расхода топлива.
Для исключения влияния указанных факторов на работу системы печи — стан и для повышения производительности кольцевых печей внедрена пятирядная схема посадки заготовок. Поскольку существует график изменения температуры металла при четырёхрядном посаде и длительности нагрева 3-3,5 ч обеспечивает необходимый нагрев заготовок то, то, учитывая неизменность теплофизических свойств нагреваемого металла, задача поиска распределения температур по длине печи сводилась к обеспечению постоянства температуры поверхности заготовок в сечении печи i
(
T
.)
при четырех-(/=4) и пятирядном (/==5) посаде. Достаточным условием этого является равенство удельных тепловых потоков по зонам печи для различных схем заготовок.
Таблица 1
Параметры теплового режима
| Параметры |
Зоны печи
|
||||
| 1 |
п |
ш |
IV |
V |
|
| Коэ-т расхода воздуха в проду-ктах сгорания : Печь 2……….
Печь 1……….
Температура печи
|
1,05 2,54 1290* |
1,12 3,85 1290 |
1,6 3,60 1280 |
1,55 3,48 1245 |
1,24 1,75 1185 |
| 2……………
|
1290 710 |
1290 710 |
1280 725 |
1255 725 |
1205 825 |
| 1……………
Температура металла : Печь 2……….
Печь 1……….
|
710 1260 650 |
710 1230 650 |
725 1200 630 |
725 1150 600 |
825 1020 520 |
В таблице приведены результаты расчётов температурного режима нагрева заготовок при четырёх- и пятирядном посаде, выполненные по методике [2]. В качестве расчётных значений приняты: степень черноты металла ; средний диаметр заготовки для заданного сортамента D=0,545 м, высота H=0,29 м; продольный шаг укладки при среднем диаметре печи , ширине подины 4,23 м, высоте рабочего пространства h=1,63 м ; поперечный шаг Величину коэффициентов расхода в продуктах сгорания по зонам определяется по результатам газового анализа, приведенную в таблице температуру металла — по данным опытных нагревов.
Полученные в период опытно-промышленных испытаний результаты показывают, что при реализации разработанного графика температурного режима на ряду с повышением производительности печи на 25% обеспечивается качественный нагрев металла ( температурный перепад по сечению заготовки ) удельный расход топлива снижается на 6,8-7,1 кг у. т/т.
Выводы
1. Пятирядная схема посада заготовок, внедрённая на кольцевых печах колесопрокатного цеха трубопрокатного завода им. К. Либкнехта, позволяют стабильно поддерживать часовую производительность печей и колесопрокатной линии на уровне 125 заготовок, снизиться удельный расход топлива на 6,8-7,1 кг у. т./т.
2. График температурного режима печей обеспечивает качественный нагрев металла при пятирядном посаде заготовок без образования трудноотделимой окалины, то есть не приводит к дополнительной обточке колёс.
3. Экономический эффект от увеличения объёма производства, полученного в результате роста производительности колесопрокатной линии, составляет 27,2 тыс. руб. в год.
Библиографический список
1. Бородин А.Г., Гольдбан Т.Е., Булычев В.В., Трегубов.—Сталь, 1983, №6 c.88-90.
2. Расчёт нагревательных и термических печей: Справочник / Под ред. Тымчака В.М. и Гусовского В.Л. М.:Металлургия 1983. 480 с
| 2.2.Экономичные режимы рабо-ты кольцевых печей осепрока-тного стана 250 |
В.И. Тимошпольский И.С. Тимощпольский, В.П. Виниченко
Белорусский политехнический институт И металлургический комбинат им. Дзерджинского |
.На Днепропетровском металлургическом комбинате (ДМК) функционируют два стана поперечно-винтовой прокатки конструкции ВНИИметмаша: стан 120, построенный в 1959 г. для изготовления катаных осёй транспортного машиностроения, и стан 250, построенный в 1975 г. для изготовления сплошных и полых осей железнодорожного транспорта.
В составе осепрокатного комплекса входят кольцевые печи с механизированным подом для нагрева осевой заготовки перед прокаткой и для термической обработки катанных осей с холодного и горячего посада.
Габаритные размеры печей №1 и №2 одинаковы. Разница конструктивного оформления состоит в уменьшении длины неотапливаемого участка печи №2 до 6 м (вместо 15,3 м в печи №1). Путём увеличения количества сожигательных устройств по периметру печи до 40 вместо 35 для печи №1. Другие характеристики кольцевых печей осепрокатного производства, а также некоторые практические результаты их эксплуатации освещены в литературе [1,2].
Качество нагрева металла в трубном производстве определяется, кроме других важных факторов, фактическим распределением температуры в цилиндре к моменту прошивки, и в связи с этим требуют решения уравнения теплопроводности при корректном задании условий теплообмена на границе цилиндра.
Известные работы Днепропетровского металлургического и Уральского политехнического институтов, а также ВНИТИ в области теории и экспериментальные исследования теплоаой работы кольцевых печей с механизированным подом были направлены на создание энергосберегающих процессов и управление их температурнно-тепловыми режимами. Однако закономерности внешнего и внутреннего теплообмена многозонных кольцевых печей при нагреве стальных заготовок перед прокаткой не получили должного освещения. Изучение процессов теплообмена в кольцевых печах сводилось к анализу несимметричного нагрева сплошных и полых круговых цилиндров, вызывающего смещения геометрического центра цилиндра после прошивки и разнотолщинность труд.
На ДМК и в Белорусском политехническом институте разработаны математические модели и численные алгоритмы [3] применительно к тепловым процессам нагрева осевых заготовок диам. 0,23-0,24 м и длинной 1,9-2,0 м (заготовки сплошной вагонной оси); диам. 0,27-0,28 м и такой же длинной (заготовки локомотивной оси); диам. 0,29-0,30 м и длинной 0,89-0,90 м (заготовка полой вагонной оси), термической обработки горячекатаных осей в кольцевых печах. Использованы численные методы с последующей програмной реализацией алгоритмов расчётов на ЭВМ ЕС 1045, ЕС 1061, а также численные методы, которые реализованы на ЭВМ СМ 1600.
Комплексная математическая модель предпологает рассмотрение трёхмерного уравнения нестационарной теплопроводности вследствие существенного влияния теплообмена с торцов сплошных цилиндров размерами , а также неравномерно падающего теплового потока по периметру [2]:
(1)
(2)
(3)
с начальным
(4)
и граничными условиями
(5)
(6)
(7)
(8)
где
приведённые коэффициенты излучения системы среда — металл — кладка по поверх-ности цилиндра и с его торцов соответственно; температуры с наружной (обращённой к дыму) и внутреннеё (обращенной к металлу) поверхностей окалины соответственно; индексы “1” и “2” — для боковой и торцевой поверхностей цилиндра соответственно,
При этом
(9)
Следует отметить, что при использовании тригонометрического полинома (9) получено вполне удовлетворительное согласование между расчётными и экспериментальными значениями температур в характерных точках сечения цилиндра. При варьировании относительного значения межцентрового расстояния S/D величина максимального их расположения не превышает 3-4%. Таким образом, в конкретном случае представляется возможным исключить вычисления локальных и обобщённых значении углов коэффициентов, как ранее предлагалось [4,5].
Для удобства построения расчётного алгоритма кольцевая печь представлена развёрнутым каналом и разбита на расчётные элементарные зоны. При этом рассматривается нагрев одновременно трёх заготовок либо осей с помощью одного горелочного устройства. Предполагается также, что работа печи проходит в стационарном режиме и металл входит в печь с равномерным или заданным начальным распределением температуры.
Уравнение теплового баланса элементарного расчётного объёма запишется как:
(10)
где расход топлива в единицу времени, низшая таплотворная способность топлива, физическое тепло, внесённое единицей объёма воздуха, расход топлива в текущей зоне, тепловой эффект окисления железа, кДж; объём и теплоёмкость тепло усвоенное металлом в зоне потери через кладку в зоне время пребывания металла в элементарном объёме, ч.
Очевидно, что наибольшую сложность при решении сформулированной задачи (1)-(10) представляет определения температурных полей в цилиндре конечных размеров. В качестве математического аппарата для нахождения полей температур в трёхмерном цилиндре выбрана абсолютно устойчивая сеточная схема Дю — Фора и Франкела, применяющаяся для решения нелинейных задач технологии нагрева заготовок и слитков в пламенных печах [6,7 и др.]. На первом этапе были получены результаты по нагреву сплошного осевого цилиндра при постоянной температуре среды (печи) с целью выявления степени влияния взаимного расположения близлежащих цилиндров на производительность кольцевых печей. На рис.1, а представлены результаты вычисления при различной укладке цилиндров с учётом торцевого эффекта. Кривые на рис.1, б позволяют сделать вывод о количественном влиянии межосевого расстояния близлежащих цилиндров на общую относительную продолжительность их нагрева и производительность печи . В дальнейшем в соответствии с разработанной математической моделью (1) — (10) на ЭВМ ЕС 1045 и ЕС 1061 выполнили серии расчётов с целью параметрической настройки её по результатам промышленных экспериментов [2]. На рис.2 представлены результаты производственных и численных экспериментов. Наибольшее расхождение результатов наблюдается в момент перехода цилиндра из неотапливаемой в отапливаемую. В последующих временных интервалах сходимость быстро улучшается и величина расхождении расчётных и экспериментальных кривых не превышает 2-5%.
Рис.1. результаты теплов-ых расчётов кольцевой печи с учётом относительного значения S/D и взаимного расположения цилиндров:
а — изменение во времени максимальной и минимальной температур цилиндра диам. 0,29 м (цифры у условных обозначе-ний — отношение S/D)
б — изменения относительного значения продолжительности нагрева и производите-льности (2) печи.
На основе комплексного подхода к изучению закономерностей нагрева осевых цилиндров разработан, опробован в производственных условиях и внедрён температурный режим кольцевой печи с пониженной температурой относительно предложенной в работе [2] (рис.3.). Режим отличается практически постоянной скоростью подъёма температуры металла на неотапливаемом участке печи. В методической зоне температура печи на ниже, чем в случае [2], и расход топлива меньше на 5-8 кг/т осей в зависимости от производительности стана и печи, окалинообразование уменьшилось на 1-2 кг/т.
В последние годы в металлургической теплотехнике большое развитие получили методы оптимального управления нагревом металла. Однако в освещённых в литературе исследованиях температурные напряжения рассчитывались, как модели линейно-упругого тела, и таким образом , не учитывалось проявления упруго-пластических деформаций и напряжений. Между тем последнее обстоятельство позволяет детально рассмотреть динамику распределения термических напряжений, учесть дополнительные факторы при поиске управляющей функции (при конкретной температуре среды). В условиях осеперокатного производства возникла необходимость поиска оптимального температурного режима кольцевых печей нагрева заготовок размерами 0,23-0,24 и 0,27-0,28 м, так как они имели неудовлетворительную структуру и пониженный уровень физико-механических характеристик, а на готовых сплошных осях проявлялись поверхностные трещины. Экспериментальные исследования изменения температуры по сечению осевых заготовок и во времени [1] позволили с достаточной для целей математического моделирования точностью обоснованно выбрать осесимметричный нагрев сплошного кругового цилиндра излучением и конвекцией одновременно.
Рис.2. Сопоставление экспериментальных (а) по [2] и расчётных (б) кривых температур в осевом цилиндре диам. 0,29 м
При этом использовались решения сформулированной задачи теплопроводности с переменными теплофизическими характеристиками для инерционного и регулярного этапов нагрева [8]. Параметрический настройки математической модели по результатам промышленных экспериментов при нагреве осевого цилиндра диам. 0,27 м показаны на рис.4.
Рис.3. Изменение тем-ператур в цилиндре диам. 0,29 м и дымо-вых газов с ра-циональным позонным температурным рас-пределением.
Рис.4. Сопоставление экспе-
риментальных (а) и расчё-
тных кривых (б [8]) темпе-
ратур в осевом цилиндре
диам. 0,27 м и длинной 2,0
м (заготовка локомотив-
ной оси)
Значения для температурных напряжений в зоне упругих и пластических деформаций в соответствии с общепринятыми обозначениями определяется следующим соотношением :
Зона упругих и пластических деформации:
(11)
(12)
Зона пластических деформаций:
(13)
(14)
Граница пластической зоны находиться из выражения:
(15)
Функцией управления в конкретном варианте является температура среды (печи) . Поэтому имеет место ограничение:
(16)
где минимальные и максимально допустимые температуры среды соответственно.
Известно, что при нагреве наиболее опасно растягивающие напря-жения. Поэтому , где значение предельно допустимых растягивающих температурных напряжений.
В процессе формулировки задачи оптимального управления имеем:
(17)
где решение задачи теплопроводности.
На рис.5 представлены оптимальные режим нагрева осевых заготовок диаметром 0,27 м перед прокаткой на стане 250. С учётом многократных тепловых и термодеформационных операций, предшест-вующих подготовке осевой заготовки к нагреву, полагалось, что максимально допустимые напряжения, возникающие при нагреве, не должны превышать . Расчёт выполнили при следующих исходных данных: диам. 0,27; сталь ОСЛ;
Изменение температуры среды апроксимировали кусочнолинейными зависимостями. Ранее аналогичные результаты получили для нагрева цилиндра диам. 0,23 м [9].
Рис.5. динамика температур (а) и темпера-турных напряжений (б) в характерных (измереных) точках круглого сечения цилиндра диаметром 0,27 м при оптималь-ном распределении температур по длине кольцевой печи: температуры поверхности, центра осевой заготовки и сре-ды (печи) соответственно; штриховая линия отражает установку температур печи в соот-ветстви с показанием контрольной термопары.
Заключение:
В результате комплексных экспериментальных и теоретических исследований применительно к процессам тепловой обработки осевых заготовок и катаных осей улучшены технико-экономические показатели кольцевых печей с вращающимся подом. В частности, удельный расход топлива снизился на 5 кг/т заготовки и осей, уменьшение угара с окалиной на 1-2 кг/т осей, снижен брак по поверхностным дефектам на 11,7%, улучшена микроструктура и физико-механические характери-стики осевых заготовок при нагреве перед пластической деформацией.
Библиографический список
1. Гольфарб Э.М., Тимошенко В.И. и др.//Сталь.1978.№9 с.866-868
2. Тимошпольский В.И, Сичевой А.П. .//Сталь.1984.№12 с.65-67.
3. Тимошпольский В.И, Сичевой А.П. и др. //Повышение технического уровня нагревательных устройств в прокатном производстве. Сб. тезисов докладов. М.:ВДНХ СССР,1987. 30 с.
4. Пекарская М.Я., Тайц Н.Ю.//Изв. Вузов Чёрная металлургия 1970. №8 с.143-148
5. Лисенко В.Г. Интенсификация теплообмена в пламенных печах.— М.: Металлургия, 1970.— 224 с.
6. Тайц Н.Ю., пекарский М.Я., и др. //Cnfkm 1969. №9. с.846-848.
7. Самойлович Ю.А. //Сталь. 1966. №1. с.84-89.
8. Тимошпольский В.И.//Изв. вузов. Чёрная металлургия. 1986 . №7. с. 126-129
9. Тимошпольский В.И., Ковалевская В.Б., и др.//Изв. вузов. Энергетика. 1987. №9. с.81-86
2.3. Модернизация печи с кольцевым подом.
Сообщается, что фирма LOI Thermhrocess получила заказ от Voest-Alpine (Kindbtrg, Австрия) на модернизацию печи с вращающимся подом на заводе Donawits. Производительность печи при нагреве заготовок диаметром 230 мм и длиной до 2500 м должна увеличится с 60-75 до 108 т/ч за счёт применения регенеративных горелок. В поставке электрического и электронного оборудования, для полностью автоматического компьютерного управления принимает участие фирма LVE Verfahrensel electronic.
2.4. Особенности окалинообразования
и усовершенствования процесса нагрева колесной заготовок в кольцевых вращающихся печах: дис. на соискания уч. степени канд. тех. наук. Пронина М.В., УГТУ-УПИ, Екатеринбург 2003, 24 с.
Установлена зависимость удельных потерь металла с окалиной для непрерывнолитой колесной стали от температур, времени и технологических условий нагрева. Изучен механизм образования отслаивающейся и липкой окалины на колесных заготовках, обусловливающий необходимость корректировки теплового режима действующей печи. Выполненный анализ пластических свойств непрерывнолитой заготовки, позволил обосновать снижение температуры нагрева против существующей на в результате расчётного анализа процесса нагрева с использованием полученных теплофизических характеристик усовершенствован режим нагрева заготовок в действующей печи, позволяет снизить расход топлива на 10% и удельные потери металла с окалиной.
2.5.Иследование процессов окалинообразования колесной стали в кольцевых печах OAO “НТМК” Пронина М.В., Ярошенко Ю.Г., Казанцева Н.М., Степаненко В.Я. (Уральский государственный технический университет, Екатеринбург, Россия) .
Представлен анализ основных факторов и условий, определяющих образование отслаивающейся и липкой окалины. Рассмотрены способы снижения количества брака по дефекту “запресованой” окалины, обеспечивающий улучшения качества готовых колёс.
2.6. Компьютерное управление для прокатки углеродной продукции.
Рассмотрено одно из направлений комплексной автоматизации непрерывных кольцевых печей для прокатки углеродной продукции. Предложена математическая модель для управления тепловым и гидравлическим режимами в таких печах, устанавливающих связи между расходом топлива, разряжением и скоростью нагрева. Показано конфигурация системы управления, даны её основные характеристики и представлена её функциональная схема.
3.Исходные данные
Таблица 1.1
| Марка стали |
Размер Заготовки, мм |
|
P,т/ч |
|
Тип печи |
| Сталь 40
|
D
|
1200
|
30
|
20
|
МВР
|
Таблица 1.2
| Состав сухого газа, объёмные % |
Влагосодер-жание, |
Коэф-энт расхода воздуха, n |
Темпер-атура. подогре-ва возду-ха, град |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
воздуха |
газа |
||
| 5,5 |
27,8 |
13,5 |
14,8 |
0,2 |
0,2 |
38 |
32 |
15 |
1,1 |
400 |
4.Расчёт горения топлива
4.1. Перерасчёт заданного топлива на рабочую массу
Содержание во влажном газе определяется по формуле:
(1)
,где влагосодержание газа, .
Пересчёт газа во влажное определяется через коэффициент пересчёта, определяемого по формуле:
(2)
Пересчёт сухого газа на влажный производится по формуле:
(3)
,где содержание компонента во влажном газе, %
содержание компонента в сухом газе, %
коэффициент пересчёта на влажный газ
Проверка правильности расчёта состава газа с учётом влаги:
5,399%+27,291%+13,253%+14,529%+0,196%+0,196%+37,304%+
+1,832%=100%
4.2.Расчёт теплоты сгорания газового топлива
Определим низшую теплоту сгорания газового топлива, которая определяется как сумма тепловых эффектов каждого компонента, содержащегося в одном кубическом метре топлива.
(4)
4.3. Определение расхода воздуха необходимого для сжигания газового топлива
Запишем стехиометрические уравнения окисления компонентов топлива
Для сжигания газового топлива требуется кислорода
(5)
В атмосферном воздухе содержится 79% и21% . Таким образом, азота по объёму в 79/21=3,762 раза больше, чем кислорода. Учитывая это теоретически необходимый расход атмосферного воздуха можно из выражения:
(6)
Поскольку масса влаги, содержащаяся во влажном воздухе , будет занимать объем, равный: , то теоретический необходимый и фактический расходы влажного воздуха для сжигания единицы топлива могут быть определены:
4.4.Определение выхода и состава продуктов горения
При сжигании топлива с коэффициентом расхода воздуха n>1, кроме указанных составляющих, в продуктах горения присутствует избыточный кислород . С целью упрощения расчётов объём заменяется на равновеликий объём , т.е.
(9)
,где эквивалентное количество продуктов сгорания
Объём продуктов горения углерод и серосодержащих компонентов топлива в , определяется формулой:
(10)
Объем продуктов горения водосодержащих компонентов топлива, сопровождается выделением паров воды
Объём азота поступающего из воздуха и топлива определяется по формуле:
Объём избыточного кислорода определяется по формуле:
(13)
Объём продуктов полного горения единицы топлива представляет собой сумму всех четырёх составляющих
Вычислим парциальные давления всех компонентов:
Плотность газовой смеси определяется по правилу аддитивности в соответствии с составом продуктов горения:
(15)
4.5.Определение теоретической и действительной температур горения
Физическая теплота, вносимая влажным воздухом, расходуемым на окисление единицы топлива, определяется по формуле:
(16)
,где теплосодержание воздуха нагретого до температуры , определяемого по формуле:
(17)
,где доля водяных паров содержащихся в влажного воздуха
gn:center;">
Так как топливо чаще всего не подогревают, то , тогда теплосодержание топлива равно нулю, т.е. , исходя из величины общей теплоты продуктов горения, отнесённой к их объёма , тогда:
Для определения теоретической температуры необходимо знать содержание свободного воздуха в продуктах горения в, %
Теоретическая температура горения для 2-й группы топлив, теплота сгорания у которых находится в пределах 8400-12500
определяется по формуле:
Проверку полученного значения теоретической температуры горения топлива можно провести по i-t диаграммам С.Г.Тройба (для данного газа прил.2), судя по которой получили верные результаты.
Теоретическая температура горения превосходит максимальную температуру газов в металлургических печах на 10-30%.Поэтому действительная температура может быть получена как произведение и пирометрического коэффициента
(21)
Вывод
:
Сравнив действительную температуру горения с максима-льной температурой печи можно судить о приготности данного топлива для нагрева металла при данных условиях без каких либо тополнительных мер.
5.Расчёт времени нагрева металла
5.1. В методической зоне
Средняя по сечению температура применительно к нагреву цилиндра (см. “Металлургические печи” под редакцией М.А.Глинкова)
Средний для методической зоны коэффициент теплопроводности:
Средняя теплоёмкость для методической зоны, равна:
Коэффициент температуропроводности определяем по следующей формуле:
(22)
,где -удельный вес стали принимаемый равным
Средний тепловой поток в методической зоне определяется по формуле:
(23)
Определим ориентировочные размеры печи. При трёхрядном расположении заготовок, ширина печи будет равна:
,где зазор между заготовками равный 0,2 м.
Находим степени развития кладки (на 1 метр длины печи), при этом задаёмся высотой печи, которая находиться для кольцевой печи в пределах принимаем .
(24)
Определим эффективную толщину газового слоя:
(25)
Находим степень черноты дымовых газов в методической зоне
, при средней температуре
Определим парциальные давления :
По номограмме (Б.С.Мастрюков “Теплотехнические расчёты и конструкция промышленных печей” стр.50-52) определяем:
Тогда (26)
Приведённая степень черноты рассматриваемой системы равна:
=0,66 (27)
где степень черноты металла, равная
Температура печи в начале методической зоны, при коэффициенте теплового излучения
(28)
Определим тепловой поток в конце методической зоны:
Определим продолжительность нагрева в методической зоне:
(29)
,где коэффициент формы для цилиндра (без учёта площади торцов),
равный 2,0.
5.2.В 1-ой сварочной
Примем
При расчёте по В.Н.Григорьеву рекомендуется принимать [3]:
Также при расположении заготовок с зазором равным или большим половины диаметра заготовки, и интенсивно нагреве рекомендуется брать:
Определим степень черноты газов при , по номограмме:
5.3.Во 2-ой сварочной
Примем
При расчёте по В.Н.Григорьеву рекомендуется принимать [3]:
Так, как к концу 2-ой сварочной зоны происходит некоторое выравнивание между температурой центра и поверхности, то рекомендуется брать:
Определим степень черноты газов при , по номограмме:
5.4. В томильной зоне
Определим степень выравнивания температур:
(30)
Для заготовки толщиной 300 мм перепад температур перед выдачей заготовки должен составлять:
Определим степень черноты газов при , по номограмме:
Продолжение нагрева в томильной зоне определяется следующей зависимостью:
(31)
,где коэффициент определяемый по графику в зависимости от степени выравнивания температур и формы нагреваемого тела (
Полная продолжительность нагрева:
Рис.5.1. График нагрева металла
Выводы:
1.
Исходя из графика, видно, что мы бережно нагревали металл в методической зоне, чтобы избежать термических напряжений, т.к. упругие напряжения в металле в начале нагрева велики, а следовательно при быстром нагреве могут привести к разрыву металла.
2.
Поднимая температуру нагрева в сварочной зоне, мы увеличи-ваем интенсивность нагрева, что способствует быстрому прохо-ждению сварочных зон, а это значительно снижает глубину обезуглероженного слоя, что благоприятно скажется на качестве готового проката.
3.
Снижая температуру нагрева в томильной зоне перед выдачей, мы снижаем угар металла, тем самым увеличиваем выход годного.
4.
В результате применённых мер нагрева металла, получаем общее время нагрева металла . 6.Определение основных размеров печи
Общая масса заготовок, определяется по формуле:
(32)
Масса одной заготовки, определяется по формуле:
(33)
Тогда в печи количество заготовок равно:
Определим длину пода печи, при расположении 6 заготовок на 1 м длины при зазоре между заготовками 0,2 м, и рядами 0,4 м.
L=149/6=24,8 м.
Угол между окном загрузки и выдачи составляет поэтому полная длина пода определяется следующим соотношением:
Площадь и напряжённость пода определим по следующей зависимости:
(34)
Площадь и напряжённость активного пода определим по следую-ей зависимости:
(35)
Полезная площадь пода печи:
(36)
Длину печи разбивают на зоны пропорционально времени нагрева:
· Длина методической зоны
· Длина 1-ой сварочной зоны
· Длина 2-ой сварочной зоны
· Длина томильной зоны
Рис.6.1. Эскиз печи
Выводы:
Располагая заготовки на поду в три ряда, судя по данной главе мы получаем достаточно компактный вариант печи, однако в работе [4] рекомендуемая напряжённость пода при конструировании кольцевых печей данной производительности рекомендуется брать немного меньше чем получилось в нашем случае.
7.Тепловой баланс
7.1.Приход тепла
7.1.1.Теплота от горения топлива
кВт
где В-расход топлива,
7.1.2. Теплота, вносимая подогретым воздухом
кВт
7.1.3. Теплота экзотермических реакций
кВт
где а-
угар металла, доли;
P-производительность печи, кг/с.
7.2. Расход тепла
7.2.1.Теплота технологического продукта
кВт
5.2.2. Теплота, уносимая уходящими газами
кВт
7.2.3. Потери тепла через кладку
Потери тепла через под пренебрегаем, рассчитываем потери тепла через свод и стенки. Площадь свода принимаем равной площади пода, свод печи выполняем подвесным из отдельных секторов, набираемых подвесных кирпичей, материал коалин, толщина свода печи 0,3 м [6].
Средняя по протяжённости температура газов
Площадь стен определяется по формуле:
Боковые стенки состоят из двух слоёв: внутреннего- толщиной 230 мм, выполненного из шамотного кирпича , и наружного толщиной 230 мм, выполненного из легковесного шамота марки ШЛБ-0,4 [3].
Коэффициент теплопроводности внутреннего слоя:
где средняя температура слоя шамота определяемая по формуле:
где температура по толщине раздела слоёв;
температура внутренней поверхности стен.
Коэффициент теплопроводности наружного слоя:
где средняя температура наружного слоя определяемая по формуле:
где температура внешней стенки, которую можно принять равной .
При стационарном режиме:
Тогда
Количества тепла теряемое через стену, определяем по формуле:
кВт
где коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки в окружающую среду (по практическим данным можно принять ;
сумма тепловых сопротивлений слоёв кладки .
Т.к. температура окружающей среды то температуры наружной стенки свода можно принять , тогда:
Коэффициент теплопроводности коалина можно определить по следующей формуле:
Количества тепла теряемое через свод, определяем по формуле:
531,9 кВт
Общее количество тепла потерянное через кладку:
7.2.4. Потери теплоты через окна и щели
Размеры смотровых окон , тогда .
Размеры окон загрузки , тогда
Задаёмся следующим временем открытия окон:
· В методической и сварочных зонах 10 минут, т.е.
· В сварочной зоне 10 минут
· Время открытия окон загрузки и выгрузки примем равным 30 минут, т.е.
Зададимся следующим числом смотровых окон:
· В методической зоне 12 штук
· В 1-ой сварочной 12 штук
· Во 2-ой сварочной 8 штук
· В томильной зоне 4 штуки
Зададимся следующими коэффициентами диафрагмирования:
· Для окон загрузки и выгрузки , тогда
· Для смотровых окон , тогда
Потери тепла излучением через открытые окна и щели определяется по формуле:
где коэффициент диафрагмирования;
живое сечения окна, ;
количество окон печи одинакового размера;
доля времени, когда окно открыто,;
В методической зоне
.
кВт
кВт
В сварочной зоне:
В 1-ой сварочной
кВт
Во второй сварочной
кВт
В томильной зоне
кВт
кВт
Суммарные потери тепла излучением:
кВт
7.2.5.Потери теплоты с охлаждающей жидкостью
где площадь поверхности водоохлаждаемой детали, ;
плотность теплового потока на поверхность водоохлаждае-мых деталей,
При строительстве кольцевых печей, в рабочем пространстве устанавливают три перегородки, опирающихся на водоохлаждаемые трубы. Каждая перегородка опирается на четыре трубы, отсюда n=12 штук. Примем диаметр каждой трубы, равный
Плотность теплового потока на поверхность примем, равным т.к. трубы находятся в кладке кирпича (в изоляции).
кВт.
7.2.6 Тепло теряемое вследствие химической неполноты сгорания.
где
7.2.7. Тепло уносимая шлаками.
где теплоёмкость окалины, равная
температура окалины, принимаем равной
7.2.8. Неучтённые потери
=122,307 кВт
Составим и решим уравнение теплового баланса:
Таблица 5.1.
| Приход тепла
|
кВт
|
%
|
Приход тепла
|
кВт
|
%
|
||
| 1
|
Теплота от горения
топлива
|
12195,6
|
91
|
1
|
Теплота технологического продукта
|
6396,78
|
47,8
|
| 2
|
Теплота вносимая
Подогретым воздухом
|
802,7
|
5,9
|
2
|
Теплота уносимая газами
|
5366,56
|
40,1
|
| 3
|
Теплота экзотермических реакций
|
376,6
|
3,1
|
3
|
Потери тепла через кладку |
575,08
|
4,3
|
| 4
|
Потери тепла излучением через окна и щели
|
54,25
|
0,4
|
||||
| 5
|
Потери тепла с охлаждающей жидкостью
|
593,02
|
4,4
|
||||
| 6
|
Потери тепла с окалиной
|
121,39
|
0,9
|
||||
| 7
|
Потери тепла вследствие непо-лноты химичес-кой сгорания топлива
|
143.15
|
1,1
|
||||
| 8
|
Неучтённые потери
|
122,3
|
0,9
|
||||
| 13374,9
|
13371,8
|
||||||
Вывод:
1.
Погрешность между приходом и расходом составила 0,02%
2.
Расход топлива необходимый для нормальной работы печи составил
8. Расчёт рекуператора
Для подогрева воздуха используем металлический трубчатый рекуператор, т.к. трубчатые рекуператоры герметичны, их применяют как для подогрева воздуха, так и газа. Рекуператоры изготавливают из углеродистой стали или жаропрочных сталей марок Х5ВФ, Х14, Х17, Х25Т. При этом возможен подогрев газа или воздуха до и использование продуктов сгорания с температурой перед рекуператором до . Данные характеристики полностью соответствуют условиям проектирования.
Исходные данные:
Состав дымовых газов:
В металлических петлевых рекуператорах дым движется горизонтально по борову, а газ –перекрёстным током навстречу дыму , т.е. имеет место перекрёстный противоток.
Находим температуру дыма на выходе рекуператора. Зададим температуру дыма на выходе . При этой температуре удельная теплоёмкость дымовых газов равна:
Теплоёмкость дымовых газов на входе в рекуператор при температуре , равна соответственно:
Теплоёмкость воздуха при температуре , равна:
Теплоёмкость воздуха при температуре
Т.к. прямотрубные металлические рекуператоры являются достаточно газоплотными, то для определения истинного значения используем следующее уравнение:
(53)
Среднелогарифмическая разность температур (для противотока) равна:
(54)
Для определение поправки на перекрёстный ток находим:
(55)
Тогда с учётом поправки равной
(56)
Для металлических трубных рекуператоров при использовании инжекционных горелок рекомендуется брать следующие скорости движения дыма и воздуха в рекуператоре:
Общее сечение канала для прохождения газа должно быть:
(57)
Общее сечение каналов для прохождения дыма, равно:
(58)
Вывод: выбираем секции петлевого рекуператора №1 имеющую поверхность нагрева со стороны дыма и площадь проходных сечений тогда фактические скорости дыма и газа равны соответственно:
(59)
Данная секция имеет следующие характеристики:
Данная секция содержит 42 трубы. По ходу движения располагается труб, с шагом между ними , поперёк 7 труб, с шагом между ними Диаметр труб внутренних рядов с толщиной стенки 4,5 мм. Диаметр труб двух крайних рядов с толщиной стенки 6 мм. Расположение труб в пучке коридорное.
Находим коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке трубы рекуператора, по следующей формуле:
(60)
При средней температуре дыма . Действительная скорость движения дыма, равна:
(61)
При коэффициент кинематической вязкости и теплопроводности дыма соответственно равны: и , определяем критерий Рейнольдса по формуле:
(62)
По номограммам определяем, что при , а при и в продуктах сгорания, тогда коэффициент теплоотдачи конвекцией от дыма к стенке трубы, определяется по следующей формуле:
(63)
Определяем коэффициент теплоотдачи излучением от дыма к стенкам труб рекуператора.
(64)
Тогда
Принимаем температуру стенок рекуператора равной , находим степень черноты (поглощательную способность) дымовых газов при температуре стенки, по следующей формуле:
(65)
Тогда
(66)
где
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от дыма к стенкам рекуператора по формуле:
(67)
Коэффициент теплоотдачи от дыма к стенкам рекуператора, равен:
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от стенки трубы к газу при действительной скорости движения газа
(68)
Учитывая шероховатость труб, увеличим полученное значение на 10% и окончательно получим:
Суммарный коэффициент определяется по формуле:
(69)
Общее количество тепла передаваемое от дыма к газу, равно:
(70)
Требуемая поверхность нагрева равна:
(71)
Рис.8.1 Эскиз рекуператора
Вывод:
Исходя из полученной поверхности нагрева, выбранная секция №1 для металлических петлевых трубчатых рекуператоров вполне подходит т.к. обогреваемые поверхности не сильно разняться по своему значению.
9. Выбор горелок
Расход топлива по зонам:
· В методической
· В сварочной зоне
· В томильной зоне
Плотность газа:
расход воздуха
коэффициент расхода воздуха
Количество горелок по зонам
Длина стен по внешнему диаметру:
Установим горелки равномерно по всём зонам на расстоянии 1,5 м друг от друга, тогда количество горелок в каждой зоне равно:
· В методической зоне шт.
· В сварочной зоне
шт.
· В томильной зоне шт.
Длина стен по внутреннему диаметру равна:
Установим горелки равномерно по всём зонам на расстоянии 1,5 м друг от друга, тогда количество горелок в каждой зоне равно:
· В методической зоне шт.
· В сварочной зоне шт.
· В томильной зоне шт.
Итого горелок в каждой зоне:
· В методической зоне шт.
· В сварочной зоне шт.
· В томильной зоне шт.
Расход топлива каждой горелкой по зонам:
В методической зоне
В сварочной зоне
В томильной зоне
Расчётный расход воздуха определяем по формуле:
(72)
где температура подогрева воздуха, К.
Пропускная способность горелок по воздуху для каждой зоны:
· В методической зоне
· В сварочной зоне
· В томильной зоне
Тогда
В методической зоне
В сварочной зоне
В томильной зоне
Принимаем давление воздуха перед горелкой равным 1 кПа, тогда при коэффициенте расхода воздуха n=1,1, можно по графику принять следующий тип горелок “труба в трубе”, для газов с высокой теплотой сгорания:
· В методической зоне ДВС-60
· В сварочной зоне ДВС-60
· В томильной зоне ДВС-60
Рис.9.1 Эскиз горелки
Вывод:
Использование горелок типа “труба в трубе”, которые устанавли-ваются параллельно поду свидетельствуют, о том, что печь работает по равномерно распределённому радиационному режиму.
10.Аэродинамический расчёт дымового тракта .
Расчёт дымового тракта включает в себя, нахождение аэродинамического сопротивления системы боровов, включая теплообменник, начиная от выхода из печи до дымовой трубы.
Принимаем следующие допущения (стр.74 [2]):
· Снижение температуры при движении газа по новому дымоходу при средней температуре газов , равно .
· Снижение температуры при движении газа по новому дымоходу при средней температуре газов , равно .
10.1. Общие положения
(73)
где потери энергии в результате трения;
потери энергии на местные сопротивления;
потери энергии на преодоление геометрического сопроти-вления;
(74)
где расстояние по вертикали или разность уровней канала по по высоте, м;
ускорение свободного падения,
фактические плотности воздуха и газа при соответствующих температурах определяемых по формуле:
(75)
где плотность при данной температуре, ;
плотность при нормальных условиях ,
коэффициент объёмного расширения,
температура, .
(76)
где коэффициент потери динамического давления определяет условия, в которых движется поток, и зависит от характера движения газа, состояние поверхности, его длины и эквивалентного диаметра , определяется по формуле:
(77)
где коэффициент трения (для кирпичных каналов можно принять равным )
эквивалентный гидравлический диаметр канала любого сечения равен отношению учетверённой площади сечения канала (4F) к его периметру Р, т.е.
(78)
Потери давления на местных сопротивлениях рассчитываются по формуле:
(79)
где коэффициент местного сопротивления, определяется геометрией данного участка и фактически не зависит от числа Рейнольдса, так как в случаях расчёта газовоздушных и дымовых систем металлургических печей приходиться иметь дело с турбулентным режимом движения в автомодельной области.
10.2. Распределение температур по аэродинамическому тракту.
Эскиз и размеры аэродинамического тракта приведены ниже на рисунке 8.1.
Температура дыма в начале аэродинамического тракта можно принять
Разобьём аэродинамический тракт на участки и определим температуру на каждом участке:
Рис.10.2.1. Аэродинамический дымовой тракт
10.3. Рассчитаем потери давления на каждом участке
10.3.1. Потери давления при движении дымовых газов от выхода печи до рекуператора.
Среднюю скорость движения газа принимаем равной , согласно рекомендации приведённой (стр.73 [2]).
Скорость дыма перед каналом определим по формуле:
где количество продуктов сгорания, ;
площадь поперечного сечения рабочего пространства в конце печи.
Сечение самого канала определяем по формуле:
Принимаем ширину канала 1 м, тогда .
Определим потери давления в случае внезапного сужения:
Т.к.. (приложение 5 [4])
Определим потери давления на трение в 1-ом канале:
Эквивалентный диаметр канала
Определим потери на местные сопротивления в борове:
a) При повороте на на 2-ом и 3-ем участке
(приложение 5 [4])
б) Определим потери на местных сопротивлениях на 5-ом участке представляющим из себя составное колено образованное между двумя параллельными плоскостями и наклонённое относительно них на угол с отношением (приложение 5 [4])
Тогда
Потери на преодоление геометрического давления на 2-ом участке
Потери давления на преодоление трения в вертикальном канале:
Потери давления на трения при движении дыма от вертикального канала до рекуператора составят на 3-ем, 4-ом, 5-ом, и 6-ом участках соответственно:
8.3.2. Потери давления при движении дымовых газов от рекуператора и до места установки шибера.
Потери давления в рекуператоре складываются из потерь на местные сопротивления при внезапном расширении на входе, потерь при внезапном сужении на выходе и потерь давления при поперечном омывании дымом коридорного пучка труб.
Размеры камеры для установки рекуператора , диаметр труб температура дыма при входе в рекуператор , на выходе , средняя температура дыма в рекуператоре .Число рядов труб по глубине пучка n=7.
Определим скорость движения газа в рекуператоре:
Определим потери давления при внезапном расширении:
(приложение 5 [4])
Тогда
Определим потери давления при внезапном сужении:
(приложение 5 [4])
Определим потери при омывании коридорного пучка труб по формуле:
Действительная скорость движения дыма определим по формуле:
Из (приложения 5 [4]) найдём следующие величины:
Найдём потери давления на трение при движении дымовых газов от рекуператора, примем сечение канала за рекуператором таким же, как и до входа в него.
Найдём потери давления на местные сопротивления при закрытии шибером канала на половину.
(приложение 5 [4])
Найдём общие потери давления при движении дымовых газов:
10.4. Расчёт дымовой трубы
Расчёт дымовой трубы сводиться к нахождению её высоты, которая зависит от площади поперечного сечения, которое зависит от количества выбрасываемых газов и потерь давления при прохождении газов из печи через систему дымовых каналов.
Действительное разряжение , создаваемое трубой, количест-венно должны быть больше рассчитанных потерь давления на 20-30%
на случай дальнейшего форсирования печи или увеличения сопротивления дымового тракта вследствие заноса дымовых каналов пылью.
В связи с этим действительное разряжение
В соответствии с этим высоту дымовой трубы (м) определяют по формуле:
(80)
где коэффициент местного сопротивления на выходе дымовых газов из трубы в атмосферу, в расчёте принимаем
приведённая скорость дымовых газов на выходе из трубы в атмосферу,
приведённые плотности соответственно дымовых газов и воздуха,
температура дымовых газов в устье,
средняя по высоте трубы температура дымовых газов,
внутренний диаметр устья трубы, м.
Принимаем скорость дыма в устье (стр.76 [2]), тогда площадь устья, находим по формуле:
(81)
Тогда
(82)
Внутрений диаметр основания трубы определяем из условия устойчивости трубы по формуле:
Скорость движения дымовых газов в основании трубы
(83)
Принимаем предварительную высоту трубы (по рис.1. [3]) при разряжении
Тогда
(84)
г
де среднее падение температуры на 1 м высоты трубы ( для кирпичной трубы 1-1,5 град/м [2])
Средняя по высоте трубы температура дымовых газов:
Коэффициент трения для кирпичной трубы принимаем (стр.70 [2])
Температуру воздуха на выходе из трубы принимаем для умеренного климата равной (стр.76 [2])
Общий вывод
Исходя из данных полученных в результате расчёта можно выделить следующие особенности печи:
1. Достоинства
a. Компактные размеры печи вследствие трёхрядной компоновки заготовок.
b. Достаточно короткое время нагрева металла, а следовательно и высокая производительность печи, что необходимо для нормального функционирования прокатного и трубопрокатного стана.
c. Использование металлического рекуператора с достаточно небольшой поверхностью теплообмена, экономически выгодно при его замене.
d. Использования горелок “труба в трубе” и равномерное распределение горелок по всей длине рабочего пространства печи позволяет избежать перепада температур по сечению нагреваемого металла, тем самым обеспечивает равномерный прогрев и хорошее качество нагреваемых заготовок.
2.Недостатки
a. Высокая напряжённость пода, связанная с расположением большого числа заготовок на достаточно малой площади пода.
b. На мой взгляд удельный расход топлива превышает оптимальный расход топлива, в связи с чем необходимо в будущем принять меры для его снижения, т.е. подогревать воздух до более высоких температур, снизить потери тепла в окружающую среду, использовать новые технологии для повышения производительности и снижения удельного расхода топлива.
Список литературы
1.
Б.К. Сеничкин, Г.Н. Матвеева, Ю.И. Тартаковский, Е.Б. Агапи-тов.
Тепловые расчёты нагревательных печей. Ч.1: Учеб. пособие.— Магнитогорск: МГТУ им.Г.И. Носова, 2002.—64 с.
2.
Сеничкин Б.К., Матвеева Г.Н.
Тепловые расчёты нагревательных печей. Ч.2: Учеб. пособие. Магнитогорск: МГТу им. Г.И. Носова, 2004.77с.
3.
В.Н. Григорьев.
Кольцевые печи для нагрева металла М.:Металлу-ргиздат, 1958. 292 с.
4.
Кривандин В.А., Егоров А.В.
Тепловая работа и конструкция печей чёрной металлургии: Учебник для вузов — М.: Металлургия, 1989. 462 с.
5.
Мастрюков Б.С.
Теория. Конструкция и расчёты металлургических печей М.: Металлургия, 1986. 376 с.
6.
Справочник конструктора печей прокатного производства, т. 1,2.
Под ред. В.М. Тымчака.
Изд-во “Металлургия”, 1969, 982 с.
7.
Промышленные печи.
Справочное руководство для расчётов и проектирования. 2-е издание, дополненное и переработанное, Казанцев Е.И. М.: “Металлургия”, 1975. 368 с.
8.
М.П. Мироношнеченко, А.С. Беленко, В.В. Булычев, В.В. Требугов//
Сталь. 1986 №2 с.101-102.
9.
В.И. Тимошпольский, И.С. Тимошпольский, В.П. Виниченко//
Сталь 1989 №2 с.99-104
10.
Особенности окалинообразования и усовершенствования процесса нагрева колесной заготовки//
Металлургия 2004 №3
11.
Исследования процессов окалинообразования колесной стали в кольцевых печах//
Металлургия 2004 №3
12.
Модернизация печи с вращающимся подом//
Металлургия 2003 №1
13.
Компьютерное управление непрерывной кольцевой печью//
Металлургия 2000 №11