CC BY
52
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
УДК 621.771.23
Управление нагревом металла в методических печах с учетом распределения внешних тепловых потерь по длине печи
М. Ю. Рябчиков, Д. С.-Х. Барков, Е. С. Рябчикова
В работе рассмотрены проблемы управления нагревом металла в методических печах, связанные с возможным непостоянством внешних тепловых потерь агрегата. Предложен способ идентификации распределения внешних тепловых потерь печи, связанный с адаптацией модели теплообмена между кладкой рабочего пространства и продуктами сжигания топлива для периодов установившегося теплового режима работы печи без металла, что возможно в периоды разогрева печи после пуска ее в работу. Для одной из нагревательных печей стана 5000 ОАО «ММК» определены уровень тепловых потерь, а также ряд теплотехнических параметров, включая тепловую емкость всей печи. Показано влияние различных схем распределения топлива по длине печи на уровень тепловых потерь, показана целесообразность учета распределения тепловых потерь при выборе рациональных режимов нагрева металла.
Ключевые слова: управление нагревом металла, протяжные печи, методические печи, коэффициент полезного действия, потери теплоты.
Введение
В металлургическом производстве значительная часть потребляемого топлива расходуется на нагрев металла. Одним из доступных способов уменьшения удельных затрат тепловой энергии при нагреве металла перед прокаткой или термической обработкой является совершенствование управления работой нагревательных печей. Например, продукция стана 5000 ОАО «ММК» пользуется хорошим спросом, он загружен, как правило, на 100 %, что обусловливает значительные затраты топлива при работе нагревательных методических печей [1].
Одним из известных предложений в области оптимизации нагрева металла в методических печах является поиск рациональной схемы распределения топливной нагрузки по зонам печи в целях реализации экономичных схем нагрева металла при заданной производительности [2-5].
Однако, пытаясь найти рациональную схему распределения температур в рабочем пространстве печи, авторы, как правило, игно-
рируют тот факт, что общие затраты топлива в значительной степени определяются тепловыми потерями печи, не связанными напрямую с нагревом металла. Обычно КПД проходных и протяжных печей относительно невысок и составляет 40-70 %. Например, в работе [6] показано, что КПД башенной печи агрегата непрерывного горячего оцинкова-ния № 1 ОАО «ММК», определяемый согласно выражению
л = +
(1)
где Qн — затраты теплоты на нагрев полосы; фр — затраты теплоты на рекристаллизацию стали; — теплота от сжигания топлива — природного газа, изменяется в диапазоне от 0,55 до 0,62. При этом на КПД сильно влияют параметры входных-выходных зон и схема распределения температурных уровней по высоте печи. Эти данные показывают сложность применения концепции, предложенной в работах [2-5], согласно которой для реализации энергосберегающих режимов нагрева необходимо поддерживать металл на высоком
температурном уровне минимальное время, для чего предлагается перенос топливной нагрузки на последние зоны по ходу движения металла. При проведении рекристаллизацион-ного отжига важным является наиболее интенсивный нагрев до температуры проведения рекристаллизации. При этом значимость приобретают проблемы снижения потерь теплоты во входных-выходных зонах агрегата и распределения топлива между верхними и нижними зонами.
В этой связи представляет интерес изучение уровня потерь теплоты в методических печах с использованием собранной в базах данных технологической информации в целях определения уровня внешних тепловых потерь, а также особенностей их распределения по длине агрегата.
Идентификация внешних потерь теплоты
При выполнении анализа технологических данных необходимо учитывать, что определение уровня потерь теплоты по данным о работе печи в нормальных условиях является чрезвычайно сложной задачей из-за изменения массы металла, проходящего через печь и, как следствие, температурных уровней в отдельных зонах. Это затрудняет идентификацию уровней потерь теплоты при разных режимах без проведения комплексного моделирования процессов теплообмена в печи.
Однако задача упрощается при наличии информации о состоянии печи при ее относительно продолжительной работе без металла. Такие периоды возникают при запуске печи после выполнения ремонтных мероприятий. При этом на протяжении нескольких суток печь разогревается и далее переходит в рабочий режим. Пример изменения средней по зонам температуры в печи и общего расхода топлива при разогреве приведен на рис. 1. Момент подачи металла можно определить из рис. 1, а, где показано изменение во времени температуры в первой зоне. Резкое снижение температуры связано с подачей в печь первого металла.
На рис. 1, г видны моменты, когда температура в печи стабилизировалась. Это связа-
но с тем, что в такие периоды приток теплоты от сжигания топлива уравновешивался тепловыми потерями. Под тепловыми потерями здесь понимаем сумму внешних тепловых потерь агрегата и потерь с отходящими продуктами горения после рекуперации их теплоты и передачи его подогреваемым компонентам горения (рис. 2, а).
Таким образом, получили зависимость общего расхода топлива на печь, требуемого для компенсации тепловых потерь, от средней поддерживаемой в печи температуры, которая может быть представлена параболой (рис. 2, б).
Зависимость на рис. 2, б имеет важное значение, так как она позволяет приближенно решать задачи оптимизации управления температурным режимом зон. Широкий спектр таких задач и рассмотрен в работе [7]. Например, для качественного управления температурами в зонах представляет интерес оценка затрат теплоты, необходимой для перевода печи на новый температурный уровень. Примем, что зависимость общей тепловой емкости печи Сп является линейной относительно средней температуры в печи £ср. п:
Сп = ^ср. п + Ь
(2)
где а, Ь — неизвестные, требующие определения коэффициенты.
Используя зависимость на рис. 2, б, можем выполнить моделирование нагрева печи при заданных коэффициентах а, Ь:
+
*ср. п(т) = ¿ср. п (т - Ат) +
Яг Ат [Уг(Т) - Упот(гср. п)]
^п^ср. п)
(3)
где Яг — теплотворная способность топлива, Дж/м3; Уг(т) — текущий расход топлива, м3/с; У"пот — расход топлива, необходимый для компенсации внешних тепловых потерь, м3/с; Ат — шаг расчета по времени, соответствующий периоду дискретизации данных реального процесса, с.
Коэффициенты а, Ь подбирали исходя из соответствия моделируемых значений ¿ср. п(т) данным реального процесса. На рис. 3, а приведены результаты моделирования изменения
а)
б)
и
св
а
а а
1200
1000
800
600
400
200
Х/Р
7
/
Подача 1 / еталла
20
40
60
в)
Р 1400
Время, ч
И
и н чд
е р
О
1200 1000 800 600 400 200
12000
м10000
ч е
н
а и а и н ч н
о
&
:
о
X о
а рц
8000
6000
4000
2000
г)
О 1400
£ 1200
н и
а
р
а
р
я я
н
:
е р
о
1000
800
600
400
200
20 40
Время, ч
60
У/
/
зСл /
■— \ Стаби лизация
0 2000 4000 6000 8000 10000
20
40
60
Общий расход топлива на печь, м3/ч
Время, ч
Рис. 1. Зависимости, характеризующие разогрев методической печи стана 5000 ОАО «ММК» после ремонта: а — температуры в точке контроля первой зоны от времени; б — общего расхода топлива на печь от времени; в — средней температуры в печи от расхода топлива на печь; г — средней температуры в печи от времени
а)
О
б)
400 350 300 250 200 150 100 50
Г"
(
р
н
¡5 се рв и
8000 7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000
20
40
60
300
600
900
1200
Время, ч
Средняя температура в печи, °С
Рис. 2. Изменение температуры отходящих газов после рекуперации в течение разогрева (а); найденная зависимость расхода топлива на печь от средней поддерживаемой температуры в печи без металла (б)
0
0
0
0
0
а)
б)
1400
° 1200
1000
800
600
400
200
1 /У 1/"" 2
20
40
60
Время, ч
1200
К
Э 1000
я
« &
ю О
800
600
400
200
250 500 750 1000 Средняя температура в печи, °С
1250
Рис. 3. Результаты моделирования изменения средней температуры в печи (1 — экспериментальные данные; 2 — расчет) (а); подобранная зависимость общей тепловой емкости печи от температуры (б)
0
0
средней температуры. Зависимость (2) приведена на рис. 3, б. В процессе определения вида зависимости (2) дополнительно уточнили зависимость требуемого для покрытия внешних тепловых потерь расхода топлива от средней температуры в печи в области температур менее 500 °С. Это важно, так как принятая в экспериментальных данных точка с нулевым уровнем потерь при температуре 20 °С является допущением. Получено, что внешние тепловые потери отсутствуют при средней температуре рабочего пространства до 200 °С (итоговая зависимость имеет вид у = + 1,024ж - 192,68).
Другим важным классом решаемых задач является поиск режимов с рациональным распределением топлива и температур между зонами печи. Решению этой задачи значительное внимание уделено в работах [3, 4]. Решая оптимизационные задачи, авторы указанных работ принимают допущение о постоянстве тепловых потерь по длине рабочего пространства методической печи. Делая такое допущение, авторы, как правило, не только игнорируют возможное непостоянство тепловых потерь по длине рабочего пространства, но и не учитывают сам факт роста внешних тепловых потерь с ростом температуры в рабочем пространстве. Подобный рост температур может отмечаться в последних по ходу движения металла зонах вследствие желания завершить нагрев строго к моменту выдачи металла.
Для упрощенного решения задачи учета внешних тепловых потерь можно предложить способ, основанный на допущении о фиксированном соотношении тепловых потерь зон, которое можно оценить из соотношения расходов топлива на рис. 4.
Доли потерь по зонам
Зоны......... 1 2 3 Томильная
Доля потерь к... 0,3375 0,208 0,2308 0,2237
Тогда расход топлива (коксовый газ), необходимый для компенсации потерь, не связанных с нагревом металла при рабочих температурах, можно описать зависимостью от температуры:
Уп ь = к (0,0039^2 + 1,024^ - 192,168), (4)
где — температура в зоне I, °С; к^ — доля тепловых потерь на зону.
При Уп I < 0 принимаем Уп ^ = 0.
Из рис. 2, а видно, что температура отходящих газов за рекуператором после выхода на рабочие режимы находится на постоянном уровне. То есть дополнительный рост расхода топлива не приводит к росту температуры отходящих газов после рекуператора и дополнительному росту потерь. Это позволяет использовать непосредственно выражение (4) в оптимизационных расчетах, в которых при выборе режима требуемый расход топлива на зону определяется из выражения
а)
им ч
о б
а р
и р
п
а
ве
ив бе лх
а Рч 8
3000
2500
2000
1500
1000
500
п—--1—--г
2 3 Томильная
Зоны печи
б)
я л
2 и
а ° т, нх оа
и и
Я 8
2 м чы тор
ту
па пр
ее ип нм де
ет р
С
1200
1150
1100
1050
1000
Н---1---г
12 Зоны печи
3 Томильная
Рис. 4. Расходы топлива (а) и температуры (б) по зонам в среднем за 3 ч перед запуском печи в работу
V- = V ■ + V ■
г I г п I 1 г м!»
(5)
где Ум ! — расход топлива, необходимый для выделения теплоты, передаваемой металлу в ходе его нагрева при нахождении в зоне I.
Недостаток рассмотренного упрощенного подхода интеграции модели тепловых потерь с системой поиска рациональных режимов с позиции экономии топлива или обеспечения максимальной производительности заключается в том, что значительное влияние на температурный режим зоны оказывает теплооб-
мен между зонами, в котором теплоносителем являются продукты сжигания топлива.
Для идентификации тепловых потерь с учетом теплообмена между зонами выполнили адаптацию модели теплообмена между продуктами сжигания топлива и кладкой рабочего пространства при отсутствии металла для периодов со стабильной средней температурой в печи, отмеченных на рис. 1, г. Общая схема расчетов представлена на рис. 5. Схема ориентирована на решение задачи идентификации распределения внешних тепловых потерь по длине методической печи.
0
1
0
Внешние тепловые потери
поданного в сегмент
Рис. 5. Общая схема расчетов при решении задачи идентификации распределения внешних тепловых потерь по длине печи
МЕТт(РАУШ
а) 1600
1500
1400
°, 1300
1200
I 1100
1000
900
800
б)
Относительная длина печи, доля
С
о
И
3 К р
75
70
65
60
55
50
« 45
40
35
30
Относительная длина печи, м
Рис. 6. Измеренные температуры по длине печи (1), результаты их линейной интерполяции (2) и рассчитанные значения температуры продуктов горения (3) (а); распределение внешних тепловых потерь по относительной длине печи (б): (1 — расчет удельных потерь по модели; 2 — на основе контроля внешних температур футеровки печи)
1
Для моментов стабильной средней температуры в рабочем пространстве печи известны температуры (рис. 6, а) и расход топлива по зонам (см. рис. 4, а), а также температура отходящих газов перед рекуператором. Это позволяет упрощенно решить задачу адаптации коэффициента теплообмена между продуктами горения топлива и кладкой, рассчитывая при моделировании движения газа только его параметры. В результате получены расчетные значения температуры газа по длине рабочего пространства для периодов стабильной средней температуры в печи (значения для момента времени 50 ч от разогрева печи приведены на рис. 6, а).
Данные о количестве теплоты, переданной газом кладке, позволяют судить о распределении тепловых потерь по длине агрегата. Результаты расчета в моменты стабильной средней температуры в печи позволили получить зависимости внешних тепловых потерь
Результаты анализа внешних температур печи
в каждом сегменте расчета по длине печи от температуры. Приняв допущение о линейном характере зависимости потерь от температуры, для каждого сегмента определили удельные потери на 1 °С температуры и 1 м длины рабочего пространства, кДж/(ч X °С X м). Полученные значения удельных потерь приведены на рис. 6, б.
Результаты изучения наружных внешних температур верха печи в рабочем режиме (рис. 7, см. обложку, с. 3) показали, что в области зон 1 и 2 температуры повышены.
Средние значения внешних температур по ширине печи приведены в табл. 1 совместно с температурами рабочего пространства. Также в таблице приведены уровни потерь относительно зоны 2.
Для сравнения уровней потерь требуется, чтобы в рабочем пространстве зон печи температуры находились на одинаковом уровне, что при работе печи не всегда выполнимо. Для пе-
Таблица 1
Параметр Зоны
0 1 2 3 4
Средняя внешняя температура, °С 123 168 171 156 154
Внутренняя температура футеровки, °С 821 1154 1210,5 1204,5 1173
Внешние потери теплоты относительно зоны 2 0,49 0,96 1,00 0,82 0,81
Прогноз потерь теплоты относительно зоны 2 при равной температуре в зонах 1210,5 °С 1,01 1,05 1,00 0,83 0,85
ресчета уровней потерь на единую температуру рабочего пространства зон 1210,5 °С использовали найденную ранее зависимость, показанную на рис. 2, б. Полученные результаты отражены на рис. 6, б. Они подтверждают результаты моделирования и непостоянство распределения внешних потерь по длине агрегата. Вероятной причиной отклонения от результата моделирования является неполный учет конструктивных особенностей, включая условия распределения топлива на горелки каждой зоны.
Использование информации о потерях теплоты
при выборе режимов нагрева металла
Для выбора рациональных режимов нагрева металла с использованием моделей требуется адаптация модели нагрева металла на известный режим работы печи. Для выполнения такого расчета с использованием базы данных определили параметры условного усредненного режима за 94 ч работы печи.
Параметры условного усредненного режима работы
Длина слитка, м ...............3,47
Ширина слитка, м..............2,499
Толщина слитка, м..............0,298
Минимально допустимая
температура нагрева, °С........... 1150
Скорость движения металла, м/с .... 0,001843
Производительность, т/ч.......... 92,505
Проектная производительность, т/ч . . . 170 Время нахождения металла в печи, ч . 6,33 Общий расход топлива на печь, м3/ч . . . 9523,76
Сравнение данных табл. 2 и рис. 4, а показывает, что при наличии металла расход топлива в последнюю зону соответствует уровню компенсации внешних тепловых потерь и даже несколько ниже его. Возможной причиной может являться как погрешность идентификации уровня тепловых потерь, так и те-плоперенос металлом в рабочем пространстве против движения потока газа.
Схема выполнения расчета при наличии металла в печи основана на схеме на рис. 5. Дополнительно учитывается теплопередача излучением от кладки к металлу. При расчете теплообмена в объеме металла использовали явную разносную схему для уравнения одномерной теплопроводности при допущении о симметричности нагрева. Дополнительно учитывали затраты теплоты на рекристаллизацию стали способом, предложенным в работе [8] и основанным на использовании кажущейся теплоемкости. На рис. 8, а показан режим, полученный при адаптации параметров теплопередачи от кладки металлу под условный усредненный режим работы. Критерием адаптации являлась минимизации отклонения между экспериментальными температурами в зонах и температурами, подобранными исходя из условия:
Яг ! = Яп ! + Ям
(6)
где Яг ! — теплоты, переданной газом кладке; Яп ! — количество теплоты, компенсирующей внешние тепловые потери; Ям ! — количество теплоты, переданной металлу.
Подбор ведется для температур в точках контроля, а прочие значения задаются на основе линейной интерполяции или экстраполяции (для нулевой зоны).
Из рис. 8, а видно, что требуемые температуры нагрева достигаются за 80 % общего времени нахождения металла в печи. Можно предположить, что заключительный период в томильной зоне ориентирован на окончательное выравнивание температуры, а также является гарантом получения качественного продукта. При снижении расхода топлива на 5 % и сохранении процентного распределения топлива между зонами (табл. 2) температура центра достигает установленного минимума к моменту выгрузки металла из печи (режим на рис. 8, б).
В табл. 3 приведены различные варианты перераспределения расхода топлива между зо-
Расходы топлива и температуры в зонах для усредненного режима работы
Таблица 2
Параметр Зона 0 Зона 1 Зона 2 Зона 3 Зона 4
Температура, °С 843,29 1161,01 1207,09 1213,97 1184,81
Расход топлива, м3/ч Нет 3736,78 2927,23 1454,71 1405,04
Расход топлива, % Нет 39,24 30,74 15,27 14,75
Относительная длина печи, доли Относительная длина печи, доли
Рис. 8. Экспериментальные значения температур в зонах (точки) и изменение температур по относительной длине печи: а — при адаптации на условный усредненный режим; б — режим при расходе топлива 95 % от усредненного режима; 1 — кладки; 2 — поверхности металла; 3 — центра слитка
нами относительно схемы в табл. 2, для которых были найдены режимы максимальной производительности (рис. 9), удовлетворяющие условиям (6) и
Ум ^ тах при £
м. п ^ £мин и £м. ц ^ £мин'
(7)
где Ум — скорость движения металла, м/с; £мин — минимально допустимая температура нагрева металла, °С; £м. п, £м. ц — температура поверхности и центра слитка в момент завершения нагрева, °С.
Из табл. 3 видно, что скорость движения металла для варианта 1 (рис. 9, а) значительно выше скорости для варианта 2 (рис. 9, б). Это связано с тем, что для варианта 2 задан расход топлива на зону 4 на уровне, более низком, чем уровень, необходимый для компенсации внешних тепловых потерь, и происходит охлаждение поверхности металла в зоне 4.
Учитывая отмеченное обстоятельство, целесообразно при поиске рациональных режимов выполнять перераспределение общего расхода топлива за вычетом расхода для компенсации внешних потерь. Учитывая требуемый для компенсации потерь расход топлива 7809 м3/ч (см. рис. 4, а), рассмотрим схемы (табл. 4) распределения расхода:
У•L = 9523 - 7809 = 1714 м3/ч.
При этом расход на отдельную зону V\ определяем по выражению
V = VI * + п^,
(8)
где У^ — расход топлива на зону I; Уп ^ — расход, требуемый для компенсации внешних тепловых потерь (см. рис. 4, а); п — доля расхода, распределяемого на зону I.
Варианты перераспределения расхода топлива между зонами и результативность режимов
Таблица 3
Вариант Перераспределение общего расхода 9523,76 м3/ч на зоны, % Скорость* Доля потерь**
Зона 1 Зона 2 Зона 3 Зона 4
1 -5 -2,5 2,5 5 0,0026 43,67
2 * Скорость двия Доля теплоты кладке, %. 5 ения металла в п приходящейся н 2,5 ечи, м/с. а внешние теплов! -2,5 е потери относит -5 ельно общего коли 0,00175 чества теплоты, п 44,06 гереданной газом
а) 1400
1200
С
а р
у
т
а р
е п м
1000
800
600
400
200
б) 1400 1200
С
а р
у
т
а р
1000
800
600
400
200
1
0,2 0,4 0,6 0, Относительная длина печи, доли
0,2 0,4 0,6 0 Относительная длина печи, доли
Рис. 9. Режимы нагрева при перераспределении расхода топлива относительно условного сред него режима: а — с зон 1-2 на зоны 3-4; б — с зон 3-4 на зоны 1-2; позиции см. рис. 8
1
В табл. 4 приведены две схемы распределения топлива в форме коэффициентов ^¿100. Рассчитанные режимы нагрева приведены на рис. 10.
Из рис. 10 и табл. 4 видно, что перераспределение топлива на последние зоны, несмотря на перегрев поверхности, позволяет обеспечить достижение центром требуемой температуры при большей скорости движения металла. При этом внешние тепловые потери
снижаются приблизительно на 2 % по сравнению с режимом на рис. 10, а.
Рассчитанные в качестве примера режимы на рис. 9 и 10 являются условными, так как не учитывают изменения напряжений в стали и вероятность получения дефектного продукта. Тем не менее они показывают, что если тепловые потери не учитываются при решении оптимизационных задач, связанных с выбором режимов нагрева с использованием
Относительная длина печи, доли Относительная длина печи, доли
Рис. 10. Режимы нагрева с различным распределением общего расхода топлива за вычетом расхода для компенсации внешних потерь: а — больший расход на зоны 1-2 (вариант 3 в табл. 4); б — больший расход на зоны 3-4 (вариант 4 в табл. 4);
(позиции см. рис. 8)
Таблица 4
Распределение общего расхода за вычетом расхода для компенсации внешних потерь
Вариант га,100 согласно (8), % Скорость Доля потерь
Зона 1 Зона 2 Зона 3 Зона 4
3 57,14 28,57 14,285 0 0,00261 43,94
4 0 14,285 28,57 57,14 0,00299 42,07
моделей, то могут быть получены режимы, на практике приводящие к чрезмерному охлаждению томильных зон или нерациональному изменению общего уровня тепловых потерь.
Заключение
Из полученных в работе результатов следует, что значительная доля общих затрат топлива (до 45 %) приходится на компенсацию внешних тепловых потерь в пространство, окружающее печь. При этом в рассматриваемый период работы печи ее производительность составила 92,5 т/ч при проектной производительности 170 т/ч. В таких условиях возрастает актуальность учета внешних тепловых потерь при решении оптимизационных задач, связанных с выбором рациональных режимов нагрева. В то же время значительная часть предложений в этой области либо игнорирует внешние тепловые потери, либо принимает их постоянство по длине печи, что может не соответствовать действительности.
Для качественного решения задачи по идентификации потерь теплоты печей и поиска причин изменения их уровня целесообразны интеграция в корпоративные информационные системы автоматизированного анализа технологических баз данных производственного процесса, а также регламентация порядка производственных мероприятий пуска печей в работу и их вывода из эксплуатации для проведения облуживания.
Систематические сбор и анализ производственной информации позволяют учесть влияние на тепловые потери различных факторов, включая сезонные, а также оценить статистические характеристики, определяющие вероятность получения кондиционной продукции, и оперативно решать оптимизационные задачи нагрева металла в протяжных печах. Для решения подобных задач важно совершенствование методов контроля температуры металла
[9] и внешней поверхности печей [10] с более полным вовлечением результатов контроля в АСУ ТП протяжных печей.
Литература
1. Стан 5000 ОАО «ММК» установил рекорд отгрузки товарной металлопродукции [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://mmk.ru/press_center/66688/ свободный. Загл. с экрана.
2. Андреев С. М. Информационное обеспечение энергосберегающего управления нагревом заготовок перед прокаткой в нагревательных печах листопрокатных станов // В сб.: Всероссийская научная конференция по проблемам управления в технических системах (ПУТС-2015). Материалы Всероссийской научной конференции. 2015. С.162-165.
3. Parsunkin B. N., Andreev S. M., Logunova O. S., Akhmetov T. U. Energy-saving optimal control over heating of continuous cast billets // The International Journ. of Advanced Manufacturing Technology. 2015. Т. 79, N 9-12. P. 1797-1803.
4. Парсункин Б. Н., Андреев С. М., Жадинский В. Ю., Ахметова А. У. Универсальный топливосберегающий способ оптимального распределения тепловых нагрузок по зонам методических печей // Сталь. 2015. № 9. С. 76-80.
5. Парсункин Б. Н., Андреев С. М., Жадинский Д. Ю., Ахметова А. У. Оптимальные топливосберегающие режимы нагрева непрерывнолитых заготовок в методических печах // Вестн. Магнитогорского государственного технического университета им. Г. И. Носова. 2015. № 3 (51). С. 89-96.
6. Рябчиков М. Ю., Самарина И. Г. Изучение режимов нагрева стальной полосы в протяжной печи башенного типа для светлого отжига // Металлообработка. 2013. № 1 (73). С. 43-49.
7. Panferov V. I. Economical control of metal heating in continuous furnaces // Steel in Translation. 2007. Т. 37, N 10. P. 847-850.
8. Андреев С. М., Галдин М. С. Определение коэффициентов аналитических зависимостей теплофизических свойств стали от температуры // Автоматизированные технологии и производства. 2012. № 4. С. 118-126.
9. Панферов В. И. Методы контроля температуры металла в АСУ ТП методических печей // Изв. вузов. Черная металлургия. 2002. № 10. С. 57.
10. Семеняк М. Ю., Порохнявый В. Г. Применение тепловизорного оборудования для повышения эффективности работы основной футеровки сталеплавильного агрегата // Режим доступа: http://www.techcom-gmbh. de/innovaeditor/assets/admin/3Teplovision%20raschet. pdf Заглавие с экрана.
Разделы выставки
Информационная поддержка
М. Ю. Рябчиков, Д. С. Барков, Е. С. Рябчикова «Управление нагревом металла в методических печах с учетом распределения внешних тепловых потерь по длине печи»
(рисунок к статье см. с. 34)
Температура, °С — 110
Относительная длина печи
Рис. 7. Распределение техмиератур по верхней наружной поверхности печи
тшшшш
ТЕРМООБРАБОТКА
Единственная в России выставка термического оборудования и технологий
^^^^^^ 11-я международная специализированная выставка
18 - 20 сентября 2017 цвцц
Россия, Москва, ЦВК «Экспоцентр», павильон 7, зал 1
Центробежное литье коррозионных, жаропрочных и специальных сталей и сплавов
^ Отливки из жаропрочной стали, технологическая оснастка
Л Огнеупоры, теплоизоляция и футеровка тепловых агрегатов
^ Изделия из графита, углеродного войлока _
и углерод-углеродных композитов ^^^^
Л спец. раздел Футеровка печей: огнеупоры, теплоизоляция, клеи, футеровочные работы
97 экспонентов из 12 стран мира
Факты о выставке 2015 года: 3015 кв.м. экспозиции
2780 посетителей-специалистов
Термическое, химико-термическое, индукционное оборудование
Вакуумная техника и компоненты вакуумных систем
Лабораторные печи, сушильные шкафы Лабораторное оборудование
Установки нанесения покрытий
Оборудование для электронно-лучевой сварки и сварки в среде аргона
Лазерно-технологическое оборудование
Комплексы глубокого охлаждения (криогенная обработка)
Оборудование для исследования свойств материалов, неразрушающий контроль
Approved Event
Р>"*4Э ИДИ Шж metoltorg.ru Hi НШШ fil
["......^цшдрдав литвинФ*
~ ¿п^йЩ МЕТАЛЛУРГИЧЕСК ПТДВД ^^ Силвлёкеа 1*ШШШ11 «шпнсюН ц
стекло
1Й КЕРПМЙКП
Организатор:
ООО «Выставочная Компания «Мир-Экспо» | 115230, Россия, Москва, Хлебозаводский проезд,
дом 7, строение 10, офис 507 | Тел./факс: 8 495 988-1620 | E-mail: info@htexporus.ru
Сайт: www.htexporus.ru | Твиттер: @htexpo_ru | YouTube: youtube.com/user/termoobrabotka
LМир-Экспо
