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

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

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

. МНЛЗ как источник тепловых вторичных энергоресурсов

1.1 Схема криволинейной МНЛЗ

.3 Зона вторичного охлаждения МНЛЗ

.4 Способы использования тепловых вторичных энергоресурсов

2. Разработка метода исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ

2.1 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ

.2Определение паросодержания в паровоздушной смеси

.3 Влияние воздуха на параметры паровоздушной смеси

.4 Определение расхода пара на выходе из ЗВО

3. Исследование теплового баланса МНЛЗ в реальных условиях

3.1 Определение теплоты, отводимой в кристаллизаторе и роликах

.2 Определение теплоты, отводимой ПВС и неиспарившейся водой

.3 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ

.4 Выводы по главе

4. Экономическая часть

4.1 Технико-экономическое обоснование проекта

.2 Расчёт капитальных вложений

.3 Расчёт эксплуатационных расходов

.4 Расчёт годовой производительности градирен

.5 Определение экономической эффективности проекта

5. Безопасность жизнедеятельности

5.1 Анализ условий труда рабочих, обслуживающих градирню

.2 Меры по обеспечению безопасных и здоровых условий труда

6. Экологическая часть

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

ВВЕДЕНИЕ

В наши дни в металлургическом производстве наблюдаются тенденции к ужесточению требований к качеству продукции, уменьшению энергозатрат, а также к большей экологичности данного производства. Черная металлургия является одной из самых энергоемких отраслей промышленности. Затраты на топливно-энергетические ресурсы (ТЭР) составляют более 30% от общих затрат на производство продукции. Огромная энергоемкость и увеличение цен на ТЭР поддерживают актуальность проблемы энергосбережения в металлургии.

Конвертерное производство стали является одним из наиболее перспективных в сталеплавильном производстве. Конвертерным способом выплавляется около 70% мирового объема стали. Жидкая конвертерная сталь разливается при помощи машин непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). МНЛЗ является современным высокотемпературным металлургическим агрегатом. Температура жидкой стали, подаваемой в кристаллизатор МНЛЗ, составляет примерно 1550 °С. МНЛЗ применяются для того, чтобы жидкую сталь превратить в твердую заготовку правильной формы (сляб). В процессе работы МНЛЗ от металла отводится значительное количество теплоты. Например, около 1500 ГДж/ч теплоты поступает с жидкой сталью на пять слябовых криволинейных МНЛЗ ЧерМК ОАО «Северсталь» при разливке примерно 10 млн. тонн стали в год. Это составляет порядка 1,3 ГДж на 1 тонну жидкой стали. Почти треть поступившей теплоты отводится в системе охлаждения МНЛЗ и теряется в окружающей среде. Использование хотя бы части этой теплоты, например, для теплоснабжения, позволит значительно увеличить возможности по энергосбережению предприятия, его экономическую и экологическую эффективность.

О проблеме энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, в литературе упоминается мало. Это связано с тем, что решение данного вопроса является сложной задачей. Необходимо учитывать неравномерный выход теплоты в системе охлаждения МНЛЗ при простое в работе одной или нескольких из них. Возрастание температуры теплоносителя, охлаждающего кристаллизаторы и ролики МНЛЗ, может снизить надежность и долговечность функционирования данных механизмов. Кроме того, использование теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, связано дополнительными финансовыми вложениями и увеличением расхода электрической энергии.

Для оценки потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе МНЛЗ, важной задачей является получение актуальных сведений о тепловом балансе МНЛЗ. Современные машины непрерывного литья заготовок имеют высокие скорости разливки, усовершенствованные системы охлаждения и многие другие особенности. В литературе же, при описании данной проблемы, рассматриваются устаревшие сведения, полученные о машинах, функционировавших несколько десятилетий назад. Можно сказать, что проблема энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе МНЛЗ, практически до сих пор является до конца нерешенной.

В связи с представленной информацией, целью данной выпускной квалификационной работы является оценка потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ.

1. Машины непрерывной разливки заготовок как источник тепловых вторичных энергоресурсов

.1 Схема криволинейной МНЛЗ

Машины непрерывной разливки стали (МНЛЗ) предназначены для перевода стали, находящейся в жидкой фазе, в твердое состояние в виде заготовки с необходимыми геометрическими параметрами и качественными свойствами поверхностной и внутренней структуры в соответствии с техническими требованиями.

Конструкции МНЛЗ совершенствуются на протяжении всего времени их промышленного применения. Главным образом, усовершенствования происходит в области: увеличения производительности, уменьшения габаритных размеров, снижения трудоемкости и энергоемкости работы, улучшения качества продукции, автоматизации работы оборудования.

На рисунке 1 представлена конструктивная схема криволинейной МНЛЗ.

Рисунок 1 - Схема криволинейной МНЛЗ

Жидкая сталь из разливочного ковша направляется в промежуточный ковш (1), который обеспечивает поступление металла в кристаллизатор (2) с определенным расходом хорошо организованной струей. Кристаллизатор (2) предназначен для приема жидкого металла, формирования слитка заданного сечения и его первичного охлаждения. Далее металл проходит зону вторичного охлаждения (3) - ЗВО, в которой создаются оптимальные условия для полного затвердевания непрерывно отливаемого слитка обеспечивающие равномерное его охлаждение путем распыления воды форсунками (4), поддержание геометрической формы специальными роликами (5) и требуемое качество. За ЗВО расположена тянуще правильная машина (6) - ТПМ, которая необходима для вытягивания литой заготовки из кристаллизатора, выпрямления ее на радиальных и криволинейных устройствах и подаче к механизму для резки (7). После чего машина для резки заготовок (7) обеспечивает разделение непрерывно литого металла на мерные длины в соответствии с требованиями потребителей [28].

.2 Зона первичного охлаждения МНЛЗ

Кристаллизатор является одним из самых функционально важных узлов, определяющих рациональную работу МНЛЗ и необходимое качество конечного продукта. Кристаллизатор служит для приема жидкого металла, подача которого осуществляется из промежуточного ковша, а также для перевода части жидкой стали в твердое состояние посредством интенсивного теплоотвода при охлаждении. Именно поэтому, как уже было сказано ранее, кристаллизатор называют также зоной первичного охлаждения жидкого металла в МНЛЗ.

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

Устройство кристаллизатора криволинейной МНЛЗ показано на рисунке 2.

Рисунок 2 - Кристаллизатор криволинейной МНЛЗ

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

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

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

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

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

.3 Зона вторичного охлаждения МНЛЗ

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Рисунок 3 - Схема орошения слитка в ЗВО

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

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

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

обеспечивать тщательную поддержку слитка на выходе из кристаллизатора;

обеспечивать сохранение геометрии слитка;

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

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

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

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

.4 Способы использования тепловых вторичных энергоресурсов

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Рисунок 4 - Принципиальная схема системы испарительного охлаждения

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

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

Выводы по главе 1

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

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

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

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

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

3. Вывести уравнение теплового баланса криволинейной МНЛЗ.

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

2. Разработка метода исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ

.1 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ

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

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

 (2.1)

гдеr - плотность стали при температуре t₀ = 0°С, кг/м³;

F = А×В- площадь сечения охлажденного сляба, м²;

А, В- ширина и толщина охлажденного сляба, м;

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

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

h_ж = L + c×t_ж,

где L - теплота затвердевания стали, кДж/кг;

с - средняя массовая теплоемкость стали, кДж/(кг×К), в интервале температур 0¸t_ж.

Для углеродистых марки сталей теплота затвердевания равна [17]: L = 272 кДж/кг; средняя теплоемкость в интервале температур 0¸1550°С изменяется в диапазоне с = 0,65¸0,7 кДж/(кг×К). Так, для углеродистой стали 40 средняя теплоемкость в интервале температур 0¸1550°С составляет с = 0,653кДж/(кг×К); тогда при температуре жидкой стали t_ж = 1550°С ее энтальпия равна h_ж@ 1284 кДж/кг.

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

Теплота жидкой стали Q распределяется следующим образом:

, (2.2)

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

Q_рол - теплота, отводимая охлаждающей водой от роликов МНЛЗ;

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

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

Q_пот-теплота, теряющаяся в окружающей среде;

Q_сляб- физическая теплота сляба на выходе из МНЛЗ.

На рис. 5 представлена принципиальная схема теплового баланса МНЛЗ.

Рис. 5. Принципиальная схема теплового баланса МНЛЗ

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

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

, (2.3)

Где с_в@ 4,19 - теплоемкость воды, кДж/(кг×К);

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

dt_кр, dt_рол - средний нагрев воды в кристаллизаторе и в роликах, К.

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

Паровоздушная смесь отводит в ЗВО от сляба значительное количество теплоты. Схема образования ПВС следующая: вода в количестве G_вод, подаваемая из форсунок на поверхность высокотемпературного сляба в данной секции ЗВО, при непосредственном контакте с поверхностью частично вскипает, при этом образуется сухой насыщенный пар при атмосферном давлении в количестве G_пар. Часть первоначально образовавшегося пара в количестве DG_пар конденсируется при непосредственном контакте с холодной водой из форсунок, при этом неиспарившаяся вода нагревается от температуры t_вод до t_сл. Количество пара на выходе из данной секции составит G_п0 = G_пар -DG_пар, количество пара на выходе из всех секций ЗВО равняется сумме выходов пара из отдельных секций ЗВО: SG_п0. Сухой насыщенный пар в количестве SG_п0 смешивается с воздухом в количестве G_возд, поступающим ЗВО в основном в результате присосов, и получается паровоздушная смесь c температурой t_пв. При смешении сухого насыщенного пара с относительно холодным воздухом, поступающим в бункер ЗВО, часть пара превращается в капельки взвешенного конденсата с расходом G_к. В результате расход ПВС G_пвс, удаляемой из бункера, складывается из расхода пара G_п = SG_п0-G_к, расхода воздуха G_возд, поступающего в бункер, и расхода конденсата G_к, частично выпадающего на стенки паровоздуховода. Можно вывести следующие соотношения материального баланса:

G_п0 = G_пар-DG_пар;

G_п = SG_п0-G_к,

G_пвс = G_п +G_возд + G_к,

SG_сл = SG_вод-SG_п0, (2.4)

Где SG_вод- суммарный расход на форсунки ЗВО, к/с;

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

При рассмотрении схемы образования паровоздушной смеси мы видим, что тепловой поток, который удаляется с ПВС, равен количеству теплоты, необходимому на образование сухого насыщенного пара при атмосферном давлении в количестве SG_п0 из воды с температурой t_вод.

Таким образом, получаем выражение:

 (2.5)

Где h²@ 2676 - энтальпия сухого насыщенного пара при атмосферном давлении в бункере, кДж/кг;

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

Суммарное количество сухого насыщенного пара SG_п0 не определить по данным, регистрируемым в АСУ МНЛЗ. Для этой цели также необходимо знать температуру t_пв, °С, давление р_пв, Па, и объемный расход V_пв, м³/с, ПВС, отводящейся из ЗВО по специальному паровоздуховоду, среднюю температуру t_возд воздуха в цехе, который поступает в ЗВО и составляет основную долю в ПВС.

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

x_п = G_п0 /G_вод,

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

G_п0 = х_п×G_вод.

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

 (2.6)

Где - средний коэффициент выхода пара в ЗВО.

Расходы воды на форсунки G_вод для каждой секции непрерывно фиксируются в АСУ МНЛЗ, поэтому, чтобы найти суммарный выход пара из ЗВО SG_п0 по формуле (2.6), нужно знать коэффициенты х_п для отдельных секций ЗВО. Коэффициенты выхода пара x_п зависят от типа охлаждающих форсунок, температуры поверхности сляба и других факторов. Их можно определить экспериментально.

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

 (2.7)

где расход сливающейся воды определяется из (3.4): SG_сл = SG_вод-SG_п0.

Чтобы определить величину Q_сл, нужно дополнительно измерить среднюю температуру неиспарившейся воды t_сл. Экспериментально установлено, что в секциях ЗВО с водовоздушными форсунками неиспарившаяся вода имеет температуру насыщения t_н@100°С; в секциях ЗВО с водяными форсунками неиспарившаяся вода имеет температуру ниже t_н.

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

Применяя выражения (2.1)-(2.7) для составления теплового баланса МНЛЗ, необходимо знать суммарный выход пара из ЗВО SG_п0, или коэффициенты выхода пара х_п. Рассмотрим подробнее экспериментальную методику определения величин SG_п0, и х_п. Она включает в себя измерение температуры t_пв, °С, давления р_пв, Па, и объемного расхода V_пв, м³/с, паровоздушной смеси, удаляемой из бункера ЗВО и измерение средней температурыt_возд воздуха в цехе. Остальные величины (расходы G_вод и температура t_возд воды, подающейся на форсунки ЗВО) измеряются в системе АСУ МНЛЗ.

.2 Определение паросодержания в паровоздушной смеси

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

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

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

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

Паросодержание в ПВС определяется выражением:

d_п = G_п/G_возд,

где G_п - расход пара в ПВС, кг/с;

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

 (2.8)

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

, (2.9)

.

Экспериментально измеренная температура ПВС, удаляемой из бункера ЗВО криволинейной МНЛЗ конвертерного производства ОАО «Северсталь» не превышает 60¸70ºС.

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

.3 Влияние воздуха на параметры паровоздушной смеси

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

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

, (2.10)

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

 (2.11)

Энтальпия насыщенного водяного пара, образующегося при 100ºС, равна: h² = 2676 кДж/кг [26]; энтальпия сухого воздуха определяется выражением:  кДж/кг, где  кДж/(кг×К) - изобарная энтальпия воздуха; энтальпия ПВС, кДж/кг, без учета энтальпии конденсата в расчете на 1 кг сухого воздуха или 1 + d_п кг ПВС, определяется формулой [56]:

,

Где r₀ = 2501 кДж/кг;

с_п = 1,93 кДж/(кг×К).

Энтальпия конденсата в ПВС:

, кДж/кг,

где с_вод @ 4,19 кДж/(кг×К) - теплоемкость воды.

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

(2.12)

Выполняются соотношения:

;

С учетом этих соотношений (2.12) запишется следующим образом:

Разделив правую и левую части последнего уравнения на G_п0,получим

, (2.13)

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

b = G_возд/G_п0 .

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

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

или, если подставить значения h², r₀, с_вод и c_п, получим:

 (2.14)

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

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

;

 (2.15)

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

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

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

Рисунок 6 - Зависимость t_пв от b и t_возд.

Рисунок 7 - Зависимость  от t_пв.

.4 Определение расхода пара на выходе из ЗВО

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

, кг/с. (2.16)

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

, кг/с. (2.17)

Расходы ПВС G_пв определяется выражением:

, (2.18)

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

V_пв - объемный расход ПВС, м³/с.

Плотность ПВС без конденсата определяется выражением [11]:

 (2.19)

Где р_пв - абсолютное давление ПВС, Па;

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

Т_пв = 273,15 + t_пв, К.

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

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

,

Отсюда массовый расход воздуха в ПВС:

 (2.20)

где ρ´_возд = G_возд/V_пв- парциальная плотность воздуха в ПВС, м³/кг:

Парциальная плотность пара в ПВС определяется так:

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

 (2.21)

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

, (2.22)

По формуле (2.22), зная объемный расход ПВС V_пв, температуру t_пв и давление р_пв ПВС можно определить суммарный расход пара на выходе из ЗВО G_п0 (который в п. 2.1 обозначался, как SG_п0).

На рисунке 8 показана зависимость G_п0 от температуры ПВС t_пв при t_возд = 15; 20; 25°С рассчитанная по формулам (2.8), (2.9), (2.14), (2.19), (2.22) при расходе ПВС V_пв = 100 тыс. м³/ч, и давлении ПВС р_пв = 100 кПа. Из рисунка 8 следует, что температура ПВС t_пв в значительной мере определяет расход пара на выходе из ЗВО G_п0, тогда как влияние температуры воздуха в цехе довольно слабое. Если температура ПВС составляет 50¸60°С, то при погрешности измерения температуры ПВС dt_пв = 1 °С, относительная погрешность определения G_п0 не превышает 4,5%. Если dt_пв = 0,2°С, то относительная погрешность определения G_п0 меньше 1%.

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

Экспериментально расход ПВС V_пв можно определить по выражению:

 (2.23)

Где w_пв - средняя скорость ПВС в данном сечении паровоздуховода;

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

Для измерения средней скорости ПВС w_пв применялась трубка полного напора (трубка Пито). Относительная погрешность измерения средней скорости w_пв, а значит и объемного расхода ПВСdV_пв/V_пв, при использовании современных трубок Пито диапазоне скоростей 10¸40 м/с не превышает 3%.

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

Рисунок 8 - Зависимость G_п0 от t_пв и t_возд.

Рисунок 9 - Зависимость G_п0 от t_пв и p_пв.

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

 (2.24)

Где (dG_п0/G_п0)_t - погрешность определения G_п0, связанная с погрешностью измерения t_пв;

(dG_п0/G_п0)_р - погрешность, связанная с погрешностью измерения р_пв;

(dG_п0/G_п0)_V - погрешность, связанная с погрешностью измерения V_пв.

Эти величины можно оценить с помощью выражений:

где [dt_пв] = °C; [dp_пв] = кПа.

В эксперименте погрешности измерения составили: dt_пв = 0,2 °C; dp_пв = 0,1 кПа; dV_пв/V_пв = 0,025. В этом случае (dG_п0/G_п0)_t = 0,009; (dG_п0/G_п0)_р = 0,001; (dG_п0/G_п0)_V = 0,03. Таким образом, относительная погрешность определения расхода пара на выходе из ЗВО G_п0 составила 3%.

Выводы по главе 2

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

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

При определении характеристик паровоздушной смеси показано, что ПВС отводится из ЗВО практически при атмосферном давлении, а на выходе из МНЛЗ экспериментально измеренная температура ПВС составляет порядка 60¸70ºС.

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

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

тепловой баланс машина непрерывный литье

3. Исследование теплового баланса МНЛЗ в реальных условиях

.1 Определение теплоты, отводимой в кристаллизаторе и роликах

Рассмотрим результаты исследования теплового баланса МНЛЗ, полученные в условиях действующей МНЛЗ №3 (5-й ручей) ЧерМК ОАО «Северсталь». На этой МНЛЗ разливают слябы толщиной 250¸300 мм и шириной 1080¸1800 мм при скорости разливки 0,8¸1,35 м/мин. ЗВО МНЛЗ состоит из 9-ти зон, в каждой из которых регулируется расход воды на форсунки. В зонах №1, 2 применяется водяное охлаждение широкой грани сляба, в зонах №3 ÷ 9 - водовоздушное. Кроме того, в зоне №1 применяется водовоздушное охлаждение узкой грани сляба (торцевое охлаждение).

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

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

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

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

На рисунке 10 показана полученная на МНЛЗ №3 КП ОАО «Северсталь» зависимость полного теплового потока Q_кр, отводимого всеми стенками кристаллизатора, при разливке слябов сечением 1540´250 мм (А = 1,54 м; В = 0,25 м; P = 2×(А + В) = 3,58 м) при стационарных скоростях разливки в диапазоне 0,8¸1,12 м/мин. Высота рабочих стенок -Н = 900 мм.

Рисунок 10 - Зависимость Q_кр(v)

Измеренный тепловой поток Q_кр, кВт, можно описать выражением:

(3.1)

где v- скорость разливки, м/мин.

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

(3.2)

Где Р - периметр рабочих стенок кристаллизатора, м.

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

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

Где - расход воды через i-ую пару роликов;

- нагрев воды в i-ой паре роликов.

На рисунке 11 показаны тепловые потоки Q_рол(i) кВт, отводимые отдельными парами роликов (i - номер пары роликов) при разливке сляба из низкоуглеродистой стали сечением 1080´250 на МНЛЗ №3 КП ЧерМК ОАО «Северсталь» при стационарной скорости разливки 1,2 м/мин.

Величины Q_рол определялись на основе экспериментальных данных, регистрируемых в АСУ МНЛЗ №3. Число пар роликов на МНЛЗ №3 (все ролики - охлаждаемые) составляет 92. В бункере ЗВО, где располагается криволинейный участок МНЛЗ, находятся ролики с номерами i = 1¸58; ролики с номерами i = 59¸92 находятся в зоне охлаждения на воздухе на прямолинейном участке МНЛЗ.

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

Рисунок 11 - Зависимость Q_рол(j)

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

На рисунке 12 показана зависимость суммарного теплового потока, SQ_рол от номера ролика (пары роликов). Из рисунка 12 следует, что начина с i = 59 (т.е. на выходе из бункера ЗВО) зависимость SQ_рол от номера ролика является практически линейной. Поскольку при i = 58 величина SQ_рол@ 5250 кВт, а начиная с i = 59 каждая пара роликов отводит в среднем Q_рол(i) @ 136,5 кВт, то величину SQ_рол при i> 58 можно описать приближенным выражением:

 (3.3)

При i = 92 суммарный тепловой поток, отведенный роликами в МНЛЗ при скорости разливки v = 1,2 м/мин, равен SQ_рол@ 9835 кВт. Аналогичные исследования, проведенные при других скоростях разливки показали, что тепловые потоки Q_рол(i) и SQ_рол незначительно зависят от скорости разливки. Так, суммарный тепловой поток, отведенный от того же сляба в МНЛЗ при скорости разливки v = 0,19 м/мин составил SQ_рол@ 9723 кВт, а при стационарной скорости v = 0,89 м/мин -SQ_рол@ 9915 кВт. Таким образом, суммарный тепловой поток SQ_рол при скорости v = 0,89 м/мин на 0,8% превышает величину SQ_рол при скорости v = 1,2 м/мин, и на 1,9% превышает величину SQ_рол при скорости v = 0,19 м/мин. Следовательно, зависимостью величины SQ_рол от скорости можно пренебречь.

Рисунок 12 - Зависимость SQ_рол(i).

Поскольку тепловые потоки Q_рол(i) и SQ_рол зависят от периметра разливаемого сляба, который в рассмотренном примере составлял P = 2,66, то вместо формулы (3.3) можно предложить более общую формулу:

 (3.4)

Полный суммарный тепловой поток (при i = 92) отводимый в МНЛЗ данного типа получается равным

 (3.5)

Формулы (3.4) и (3.5) можно считать оценочными, поскольку величины Q_рол(i) и SQ_рол зависят также от температуры поверхности сляба в ЗВО, которая определяется режимом охлаждения, зависящим от марки стали, и может изменяться в диапазоне 900¸1100°С.

.2 Определение теплоты, отводимой ПВС и неиспарившейся водой

Зона вторичного охлаждения (ЗВО) МНЛЗ состоит из 9-ти зон, в которых отдельно регулируются расходы воды на форсунки. В зонах №1, 2 применяется водяное охлаждение широкой грани сляба, в зонах №3 ÷ 9 - водовоздушное. Кроме того, в зоне №1 применяется водовоздушное охлаждение узкой грани сляба (торцевое охлаждение).

Для измерения температуры ПВС t_пв, давления р_пв, и скорости ПВС w_пв в паровоздуховоде делалась специальная врезка. Температура t_пв измерялась ртутным термометром с погрешностью 0,2°С, разряжение ПВС Dр_пв - водяным стеклянным манометром с погрешностью 50 Па; средняя скорость w_пв - трубкой Пито, с относительной погрешностью 3%. По скорости w_пв определялся объемный расход ПВС V_пв с относительной погрешностью 3%. Температура воздуха в цехе t_возд определялась ртутным термометром с погрешностью 1°С. Расходы и температура воды на охлаждающие форсунки G_вод и t_вод регистрируются контрольно-измерительной аппаратурой АСУ МНЛЗ. Погрешность измерения объемных расходов воды G_вод не превышает 2%; погрешность измерения температуры воды t_вод - 0,1°С. Температура воды на сливе t_сл определялась на выходе из бункера ртутным термометром с погрешностью 0,5°С.

При проведении измерений (опыт №1) на МНЛЗ №3 (5-й ручей) конвертерного производства ЧерМК при разливке стального сляба шириной 1450 мм и толщиной 250 мм были получены экспериментальные данные:

скорость разливки v = 1,34 м/мин;

температура окружающего воздуха в цехе t_возд = 14°С;

температура воды, подаваемой на форсунки, t_вод = 26,1°С;

температура неиспарившейся воды на сливе в зонах с водовоздушным охлаждением t_н = 100°С;

температура потока сливающейся воды на выходе из бункера ЗВО t_сл = 87°С;

расход ПВС V_пв = 110040 м³/ч = 30,57 м³/с;

температура ПВС t_пв = 61,8°С;

давление ПВС р_пв = 736,2 мм рт. ст. = 97914,6 Па;

суммарный расход охлаждающей воды на зоны с водяным и водовоздушным охлаждением G_вод = 58,17 м³/ч = 16,11 кг/с.

Пересчет расхода воды из м³/ч в кг/с производился по формуле:

В результате расчетов по формулам, приведенным в п. 2.2-2.4, получены следующие данные:

паросодержание в ПВС d_п = 0,182 кг/кг;

расход пара в ПВС G_п = 4,26 кг/c;

отношение расхода воздуха G_воздк расходу пара G_п равно β = 5,06 кг/кг;

расход воздуха в ПВС равен G_возд = 21,55 кг/c;

расход пара на выходе из ЗВО G_п0 = 4,63 кг/с;

средний коэффициент выхода пара в ЗВО,, составил х_п = 0,287;

расход воды, сливающейся со сляба:  кг/с.

На криволинейной слябовой МНЛЗ №3 (ручей 5) было проведено еще два аналогичных опыта по исследованию теплового баланса бункера ЗВО при скоростях разливки 1,08 м/мин и 0,97 м/мин. Сечение сляба, как и в первом опыте, составляло 1450´250 мм²; объемный расход ПВС, удаляемой из бункера ЗВО, не изменился: V_пв = 110040 м³/ч = 30,57 м³/с. Расходы воды в отдельных секциях G_i, м³/ч, для трех значений скоростей разливки приведены в таблице 1.

Таблица 1

Расходы воды в секциях ЗВО при разных скоростях разливки

В опыте №2 на МНЛЗ №3 (5-й ручей) при разливке стального сляба шириной 1450 мм и толщиной 250 мм при скорости разливки 1,08 м/мин были получены экспериментальные данные:

температура воздуха в цехе t_возд = 14°С;

температура воды на форсунки t_вод = 23,7°С;

температура воды на сливе t_сл = 89°С;

расход ПВС V_пв = 110040 м³/ч = 30,56 м³/с;

температура ПВС t_пв = 57,6°С;

давление ПВС р_пв = 725,1 мм рт. ст. = 96442 Па;

суммарный расход охлаждающей воды на зоны с водяным водовоздушным охлаждением G_вод = 52,12 м³/ч = 14,43 кг/с.

В результате расчетов по данным 2-ого опыта получены данные:

паросодержание в ПВС d_п = 0,140 кг/кг;

расход пара в ПВС G_п = 3,59 кг/c;

отношение расхода воздуха G_возд к расходу пара G_п равно β = 6,41 кг/кг;

расход пара на выходе из ЗВО G_п0 = 4,01 кг/с;

средний коэффициент выхода пара в ЗВО х_п = 0,278;

При проведении опыта №3 на МНЛЗ №3 (5-й ручей) при разливке стального сляба шириной 1450 мм и толщиной 250 мм при скорости разливки 0,97 м/мин были получены экспериментальные данные:

температура окружающего воздуха в цехе t_возд = 5°С;

температура воды на форсунки t_вод = 22,6°С;

температура воды на сливе t_сл = 91°С;

расход ПВС V_пв = 110040 м³/ч = 30,56 м³/с;

температура ПВС t_пв = 54,3°С;

давление ПВС р_пв = 731,2 мм рт. ст. = 97250 Па;

суммарный расход охлаждающей воды на зоны с водяным и водовоздушным охлаждением G_вод = 47,82 м³/ч = 13,24 кг/с.

В результате расчетов по данным 3-ого опыта получены данные:

паросодержание в ПВС d_п = 0,116 кг/кг;

расход пара в ПВС G_п = 3,15 кг/c;

отношение расхода воздуха G_возд к расходу пара G_п равно β = 7,50 кг/кг;

расход пара на выходе из ЗВО G_п0 = 3,61 кг/с;

средний коэффициент выхода пара из ЗВО х_п = 0,272.

Полученные экспериментальные и расчетные данные по всем трем опытам приведены в таблице 2.

Как следует из таблицы 2, выход пара из ЗВО при разных скоростях разливки получился существенно различным: в первом опыте G_п0 = 4,63 кг/с; во втором опыте G_п0 = 4,01 кг/с; в третьем опыте G_п0 = 3,61 кг/с. Средний коэффициент выхода пара в ЗВО (x_п = G_п0/G_вод) при различных скоростях разливки также получился несколько разным: в первом опыте х_п = 0,287; в опыте №2 х_п = 0,278; в опыте №3 х_п = 0,272. Это объясняется тем, что этот коэффициент определялся с учетом всех зон - с водяными и водовоздушными форсунками.

Таблица 2

Воспользуемся уравнением материального баланса:

 (3.6)

Где - суммарные расходы в зонах с водяным и водовоздушным охлаждением;

, - коэффициенты выхода пара для секций с водяными и водовоздушными форсунками.

Составляя уравнение (3.6) для двух опытов, и считая величины  и  постоянными, получим систему из двух уравнений с двумя неизвестными величинами -и .

В результате решения системы уравнений, составленных по данным опытов 1 и 2, приведенных в таблице 1 и 2, получились следующие данные: ; ; по данным опытов 1 и 3 получилось: ; ; на основе 2 и 3 опытов -;.

Таким образом, в проведенных опытах коэффициент выхода пара в секциях с водяными форсунками находится в диапазоне: ; коэффициент выхода пара в секциях с водовоздушными форсунками находится в диапазоне: .

Отметим, что коэффициенты выхода пара существенно зависят от температуры воды t_вод, подаваемой на форсунки (чем меньше температура t_вод, тем меньше коэффициент выхода пара х_п). Если ввести коэффициент

, (3.7)

гдеr = 2257 кДж/кг; с_в = 4,19 кДж/(кг×К); t_н@ 100°С, то с учетом температуры охлаждающей воды t_вод, которая в трех опытах была различной (t_вод = 26,1; 23,7; 22,6 °С) величина x_пар получается практически одинаковой для всех трех опытов. Для секций с водяными форсунками -; для секций с водовоздушным охлаждением величина -.

На основе формулы (3.7) можно предложить выражения для расчета идля различных температур воды t_вод:

(3.8а)

(3.8б)

Зная коэффициенты иможно рассчитать суммарный выход пара, кг/с, на выходе из ЗВО по выражению

 (3.9)

Где - суммарные расходы в зонах с водяным и водовоздушным охлаждением, кг/с, определяемые по данным, регистрируемым в АСУ МНЛЗ.

После этого, по выражению (2.5) определяется тепловой поток Q_ПВС, кВт, отводимый ПВС:

(3.10)

Таким образом, тепловой поток Q_ПВС, отводимый ПВС, значительно зависит от скорости разливки, т.к. расходы воды на форсунки регулируются в зависимости от скорости разливки. В таблице 3 приведены расходы воды на форсунки в отдельных секциях ЗВО, включая так называемый «подбой» - зазор между нижней частью кристаллизатора и первым роликом, и «торцы» - узкие грани сляба в первой секции, в зависимости от ширины разливаемого сляба и текущего значения скорости разливки. В табл. 3 приведены значения суммарных расходов в данной секции - по малому и большому радиусу МНЛЗ.

По данным таблицы 3 можно получить зависимость суммарных расходов воды в зонах с водяным и водовоздушным охлаждением от скорости разливки v. Для сляба шириной 1450 мм такая зависимость приведена на рисунке 13. Хотя для каждой секции расход воды изменяются линейно от скорости разливки, но так как включение расходов воды в разных секциях происходит при разных значениях скорости разливки (см. таблицу 3), то суммарные расходы  изменяются нелинейно от v.

Таблица 3

Расходы воды на форсунки в секциях ЗВО

С помощью формул (3.8)¸(3.10) и данных, приведенных на рисунке 13 можно рассчитать зависимость теплового потока Q_ПВС, отводимого ПВС, от скорости разливки. Расчетная зависимость Q_ПВС от скорости разливки v для сляба сечением 1450´250 мм показана на рисунке 14.

Рисунок 13 - Суммарные расходы воды на водяные и водовоздушные форсунки

Рисунок 14 - Зависимость Q_ПВС (v)

Из рисунка 14 следует, что при увеличении скорости разливки тепловой поток Q_ПВС значительно возрастает.

Рассмотрим теперь, какое количество теплоты отводится с неиспарившейся водой, сливающейся с поверхности сляба. Формулу (2.7), по которой определяется тепловой поток Q_сл, можно записать в виде:

 (3.11)

Где , - расходы сливающейся воды в секциях с водяным и водовоздушным форсуночным охлаждением; ;

 - температура сливающейся воды в секциях с водяным охлаждением, причем ; t_н@ 100°С- температура насыщения, равная температуре сливающейся воды в секциях с водовоздушным охлаждением.

Экспериментально измерялась температура t_сл общего потока сливающейся воды. Расходы воды ,можно рассчитать по выражениям:

 (3.12)

Где - суммарные расходы воды в зонах с водяным и водовоздушным охлаждением.

Из выражения (3.11) можно определить температуру воды на сливе из зон с водяными форсунками:

 (3.13)

На основе экспериментальных данных, описанных выше, по формуле (3.13) было получено, что температура находится в пределах 65¸75°С. Приближенно можно считать

С помощью формул (3.8), (3.11), (3.12) и данных, приведенных на рисунке 13, можно рассчитать зависимость теплоты Q_сл, отведенной неиспарившееся водой, от скорости разливки. На рисунке 15 приведена зависимость Q_сл(v) для сляба сечением 1450´250.

Из рисунка 15 следует, что при увеличении скорости разливки тепловой поток Q_сл значительно возрастает, причем характер зависимости Q_сл(v) такой же, как у зависимости Q_ПВС(v), однако по абсолютному значению величина Q_сл в несколько раз меньше величины Q_ПВС при той же скорости разливки. Например, при v = 1 м/мин Q_сл = 3458 кВт, а Q_ПВС = 13445 кВт.

Рисунок 15 - Зависимость Q_сл(v).

.3 Тепловой баланс криволинейной МНЛЗ

Как следует из выражения (2.1), тепловой поток Q, поступающий в МНЛЗ с жидкой сталью, прямо пропорционален скорости разливки v, и площади сечения сляба F. Тепловой поток Q_кр, отводимый от сляба в кристаллизаторе, как следует из выражения (3.2), пропорционален корню квадратному из скорости разливки v, и прямо пропорционален периметру сляба P. Тепловой поток Q_рол, отводимый от сляба роликами, как следует из выражения (3.4), слабо зависит от скорости разливки, прямо пропорционален периметру сляба P и пропорционален числу роликов. Тепловой поток Q_ПВС, отводимый паровоздушной смесью, как следует из рис. 14, нелинейно возрастает с увеличением скорости v, и зависит от расходов воды, подаваемых из форсунок на поверхность сляба в ЗВО. Тепловой поток Q_сл, отводимый неиспарившейся водой, как следует из рис. 15, нелинейно возрастает с увеличением скорости v, и также зависит от расходов воды, подаваемых из форсунок. Тепловой поток Q_сляб, отводимый из МНЛЗ с физической теплотой сляба, определяется из выражения (2.2), где потери теплоты Q_пот = 0:

Где Q_охл - тепловой поток, отводимый в системе охлаждения МНЛЗ:

Введем относительные статьи теплового баланса, %:

Где Q_i - тепловые потоки: Q_кр, Q_рол, Q_ПВС, Q_сл, Q_сляб и Q_охл.

Следует отметить, что величины Q, Q_сляб, Q_охл прямо пропорциональны площади сечения сляба А´В, а величины Q_кр, Q_рол, Q_ПВС, Q_сл- прямо пропорциональны периметру сляба 2(А+В). Т.к. для слябов ширина А намного больше толщины В, т.е. выполняется А >>В, то все статьи теплового баланса примерно пропорциональны ширине сляба А.

На рисунке 16 показаны расчетные зависимости величин q_i от скорости разливки v применительно к слябу сечением 1450´250.

Из рисунка 16 следует, что с увеличением v увеличивается доля теплоты q_сляб, отводимой из МНЛЗ со слябом, и уменьшается доля теплоты q_охл, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ. Доли теплоты, отводимые роликами q_рол и кристаллизатором q_кр монотонно уменьшаются с ростом скорости разливки. Доли теплоты, отводимые с ПВС q_ПВС и неиспарившейся водой q_сл с увеличением скорости, сначала возрастают, затем стабилизируются на примерно постоянных значениях.

Рисунок 16 - Зависимости q_i(v)

При скорости разливки v» 0,5 м/мин величины q_сляб и q_охл примерно равны. На МНЛЗ в конвертерном производстве ЧерМК ОАО «Северсталь» применяются скорости разливки 0,8¸1,35 м/мин. Так, при скорости 1,2 м/мин в системе охлаждения отводится около q_охл» 37% теплоты жидкой стали, из них на кристаллизатор приходится q_кр» 5%, на ролики -q_рол» 11%, на ПВС -q_ПВС» 17%, на неиспарившуюся воду -q_сл» 4%; с физической теплотой сляба, включающей потери тепла рассеянием, отводится q_сляб» 63%.

В настоящее время теплота, отведенная от металла в пределах МНЛЗ, практически никак не используется и теряется в окружающей среде, несмотря на значительное количество этой теплоты. Так, на пяти слябовых криволинейных МНЛЗ ЧерМК ОАО «Северсталь» разливается примерно 10 млн. тонн стали в год; при числе часов в году, равном 8760 ч, средняя производительность этих МНЛЗ составит примерно G = 1140 т/ч, или 316 кг/с. При энтальпии жидкой стали h_ж» 1300 кДж/кг с жидкой сталью в кристаллизаторы МНЛЗ поступает Q = G×h_ж = 410,8 МВт @ 1480 ГДж/ч. При средней скорости разливки 1 м/мин в системе охлаждения МНЛЗ отводится примерно 40% теплоты жидкой стали, т.е. Q_охл = 0,4×Q» 600 ГДж/ч. Эта цифра сравнима с количеством теплоты, отпускаемой из отопительных отборов турбин ТЭЦ-ПВС ЧерМК, где, например, в январе 2012 г. из отопительных отборов турбин отпускалось в среднем 725 ГДж/ч теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение металлургического комбината, и индустриальной части г. Череповца.

В кристаллизаторах и роликах МНЛЗ отводится примерно 20% теплоты жидкой стали, т.е. в среднем в течение года Q_кр + Q_рол = 0,2×Q» 300 ГДж/ч. В настоящее время эта теплота полностью теряется в градирне с водой, охлаждающей кристаллизаторы и ролики.

Выводы по главе 3

В данной главе проведено исследование теплового баланса криволинейной МНЛЗ в реальных условиях на действующей МНЛЗ №3 ЧерМК ОАО «Северсталь».

В ходе работы, в результате проведенных измерений (3 опыта) на МНЛЗ №3 были получены следующие экспериментальные данные: скорость разливки; температура окружающего воздуха в цехе; температура воды, подаваемой на форсунки; температура неиспарившейся воды на сливе в зонах с водовоздушным охлаждением; температура потока сливающейся воды на выходе из бункера ЗВО; расход, температура и давление ПВС; суммарный расход охлаждающей воды на зоны с водяным и водовоздушным охлаждением.

С учетом полученных данных были проведены расчеты следующих величин: паросодержание в ПВС; расход пара и воздуха в ПВС; отношение расхода воздуха к расходу пара; расход пара на выходе из ЗВО; средний коэффициент выхода пара в ЗВО; расход воды, сливающейся со сляба.

На основании экспериментальных данных и проделанных расчетов выявлено, что с увеличением скорости разливки увеличивается доля теплоты, отводимой из МНЛЗ со слябом, и уменьшается доля теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ. Доли теплоты, отводимые роликами и кристаллизатором, монотонно уменьшаются с ростом скорости разливки. Доли теплоты, отводимые с ПВС и неиспарившейся водой, с увеличением скорости разливки сначала возрастают, затем стабилизируются на примерно постоянных значениях.

4. Экономическая часть

.1 Технико-экономическое обоснование проекта

Реконструкция водооборотного цикла 5-ти клетевого стана предусматривается в рамках масштабного проекта - реконструкции всего 5-ти клетевого стана, проходящего в три этапа. Все мероприятия направлены на снижение затрат и аварийности работы стана и конечно же на увеличение его производительности (на 50 т/ч) и улучшения качества продукции.

Непосредственно строительство новой вентиляторной градирни и переход на раздельное водоснабжение позволит решить ряд проблем, таких как увеличение срока службы главных приводов электрических машин и увеличение скорости прокатки. Благодаря этому производительность 5-ти клетевого стана в среднем возрастет на 15 т/ч, что принесет дополнительный доход предприятию.

Также установка более современной вентиляторной градирни поможет вести охлаждение воды в оптимальном режиме и сократить потребление свежей технической воды, т.е. сэкономить на затратах на воду.

Таким образом, реконструкция водооборотного цикла 5-ти клетевого стана экономически выгодна производству.

.2 Расчёт капитальных вложений

Капитальные вложения представляют собой сумму единовременных затрат, необходимую для изготовления, монтажа градирни и ввода ее в эксплуатацию. Они включают в себя: стоимость всех видов строительных работ и монтажа оборудования; стоимость технологического, энергетического, подъемно-транспортного и других видов оборудования, включая механизмы, инвентарь и инструменты; прочие капитальные работы и затраты.

В общем случае величина капитальных вложений в новое оборудование определяется по формуле:

К_н.о = Ц_н.о + З_тр + З_м + З_п, руб (4.1)

Где Ц_н.о - оптовая цена нового оборудования, изготовленного по проекту, руб;

З_тр - транспортные затраты, руб;

З_м - затраты на монтаж оборудования, руб;

З_п - затраты на пуско-наладочные работы, руб.

Полная стоимость вентиляторной градирни составляет 16000000 руб.

З_тр = 16000000∙0,08 = 1280000 руб.

Затраты на монтаж оборудования принимают равными 12-15% от стоимости оборудования:

З_м = 16000000∙0,15 = 2400000 руб.

Затраты на монтаж трубопроводов составляют З_м = 1300000 руб.

Затраты на пуско-наладочные работы принимаются равными 10% от затрат на монтаж оборудования:

З_п = 2400000∙0,1 = 240000 руб. - на монтаж градирни

З_п = 1300000∙ 0,1 = 130000 руб. - на монтаж трубопроводов

Таким образом, капитальные вложения в новую градирню будут равны:

К_н.о = 16000000+1280000+2400000+1300000+240000+130000 = 21350000

руб.

.3 Расчёт эксплуатационных расходов

Эксплуатационные затраты (издержки) включают в себя: заработную плату обслуживающего персонала (Э_зап); амортизационные отчисления (Э_а); затраты на текущие и профилактические работы (Э_т); расходы на электроэнергию (Э_э); прочие расходы (Э_пр ).

Эксплуатация новой вентиляторной градирни будет производиться персоналом энергослужбы ЦСО-016, точно также как и башенной градирни.

Техническое обслуживание градирни, вывод ее в ремонт и из ремонта будет осуществляться оперативно-ремонтным персоналом энергослужбы ЦСО-016 совместно с электрослужбой ООО «Электроремонт». Текущий ремонт обеих градирен производиться ремонтным персоналом энергослужбы ЦСО-016. Таким образом, обслуживающий новую градирню персонал имеется и новых рабочих мест не требуется.

Амортизация - это плановый процесс накопления денежных средств для возмещения выбывших основных фондов на протяжении всего намеченного срока их функционирования. Амортизация позволяет ко времени полного износа основных фондов накопить достаточно денежных средств для их воспроизводства, предполагает перенос части стоимости основных фондов на вновь созданный продукт.

Амортизационные отчисления (Э_а) определяются по установленным нормами исходя из среднегодовой стоимости отдельных видов основных фондов.

Расчёт амортизации на полное восстановление и капитальный ремонт вентиляторной градирни производится по формуле:

 (4.2)

Где Н_А = 9,3% - общая норма амортизационных отчислений от первоначальной стоимости основных фондов, где 8% − на полное восстановление и 1,3% − на капитальный ремонт.

К_Б = 16000000 руб. - балансовая стоимость основных фондов.

Годовые амортизационные отчисления на оборудование составляют:

Затраты на текущие и профилактические ремонты оборудования принимаются в размере 1% от балансовой стоимости:

Э_т = 16000000 · 0,01 = 1600000 руб./год.

Электроэнергия (Э_э) в данном случае затрачивается не только на подачу воды, как для башенных градирен, но и дополнительно на привод вентиляторов.

Стоимость электроэнергии на подачу воды насосом:

 руб./год (4.3)

Где G_ж - расход воды, кг/с;

Н - полная высота подъема воды с учетом избыточного напора для работы разбрызгивающих устройств, м;

k - коэффициент запаса мощности (k = 1,11,25);

t₁ - число часов работы насосов в течении года (t₁ = 8760 ч);

Ц - цена 1 кВт∙ч электроэнергии;

η_н - КПД насоса (из характеристики, η_н = 0,70,8);

n - количество рабочих насосов.

Расход воды на градирню G_ж = 5000 м³/ч = 1388 кг/с.

Стоимость 1 кВт∙ч электроэнергии по данным ТЭЦ принимается равным Ц = 1,6 руб./ кВт∙ч.

Для подачи необходимого количества воды задействовано 4 насоса марки Д1600-90, η_н = 0,8.

 руб./год.

Для пяти насосов: руб./год.

Стоимость электроэнергии на привод вентилятора градирни:

 руб./год (4.4)

Где G_в - подача воздуха вентилятора, м³/с;

Р - полное давление, развиваемое вентилятором, Па;

k - коэффициент запаса мощности (k = 1,11,25);

t₂ - число часов работы вентилятора в течение года (при трехсменной работе t₂ = 4000ч, при двухсменной t₂ = 2400 ч, при односменной t₂ = 1700 ч);

Ц - цена 1 кВт∙ч электроэнергии;

η_в - КПД вентилятора (η_в = 0,650,8).

Берется вентилятор марки ВГ-50:

Подача воздуха вентилятора G_в = 603000 м³/ч = 168 м³/с

Полное давление, развиваемое данным вентилятором, равно Р = 150 Па

КПД вентилятора η_в = 0,75

 руб./год.

Для четырех вентиляторов:  руб./год.

Годовые эксплуатационные затраты составят:

Э_эк = 1488000 + 1600000+ (3433100+10321920) = 17701300 руб./год

Статья «прочие расходы» Э_пр учитывает следующие виды затрат: износ и ремонт малоценных и быстроизнашивающихся инструментов, приспособлений и хозяйственного инвентаря; расходы по технике безопасности и охране труда; услуги сторонних организаций и цехов предприятий; другие расходы.

При расчетах фактического экономического эффекта эти затраты определяются по накладным расходам конкретного предприятия. При ориентировочных расчетах Э_пр принимаются в размере 20% суммы амортизационных отчислений и заработной платы обслуживающего персонала или в размере 5-6% общей суммы эксплуатационных расходов без учета амортизационных отчислений.

Э_пр = (17701300-1488000)∙0,05 = 810665 руб./год

Годовые эксплуатационные затраты составят:

Э_эк = 17701300 + 810665 = 18511965 руб./год

.4 Расчёт годовой производительности градирен

Под производительностью любой градирни понимается количество охлажденной в ней воды в единицу времени.

Часовая производительность старой башенной градирни составляет 1800 м³/ч, а часовая производительность новой вентиляторной градирни значительно выше − 5000 м³/ч.

При обосновании экономической эффективности за единицу времени для расчёта производительности градирни принимается год.

Годовая производительность оборудования Q, т, рассчитывается по формуле:

Q = q_чТ_эф, (4.5)

гдеq_ч - часовая производительность, т/ч;

Т_эф - эффективный фонд времени оборудования, ч.

Баланс рабочего времени обеих градирен представлен в таблице 4.1.

Таблица 4.1

Баланс рабочего времени градирен

Годовая производительность башенной градирни:

Q = 1800·8256 = 14860000 т

Годовая производительность вентиляторной градирни:

Q = 5000·4536 = 22680000 т

Получается, что годовая производительность новой градирни в 1,5 раза больше старой, даже не смотря на то, что она работает не весь год.

.5 Определение экономической эффективности проекта

Определение экономической эффективности проектных разработок заключается в расчете срока окупаемости Т_р и коэффициента эффективности капиталовложений Е_р.

Экономическая эффективность данного проекта складывается из прибыли, полученной за счет увеличения производительности стана, и за счет экономии свежей технической воды.

Прибыль, полученная за счет увеличения объемов производства равна:

П = (Ц-С)·ΔQ·Т , руб./год (4.6)

Где Ц - цена за тонну холодного проката, руб.;

С - себестоимость 1 тонны холодного проката;

ΔQ - увеличение производительности стана, т/ч;

Т - эффективный фонд времени работы стана, ч.

Производительность 5-ти клетевого стана в результате увеличится с 215 т/ч до 230 т/ч, поэтому ΔQ = 15 т/ч.

Средняя цена за тонну холодного проката равна Ц = 18 000 рублей.

Себестоимость продукции - стоимостная оценка используемых в процессе производства продукции природных ресурсов, сырья и прочих расходов.

Себестоимость 1 тонны проката складывается из расходов на ее получение. В таблице 4.2 приведены статьи расходов по производству холоднокатаного проката.

Таблица 4.2

Структура расходов на производство 1 тонны проката

Баланс рабочего времени стана представлен ниже:

Экономический эффект от увеличения производительности стана на 15 т/ч будет равна в данном случае прибыли за год:

Э_г = П₁ = (18000 - 14900) ∙15·6476 = 378846000 руб./год

Годовая чистая прибыль будет равна:

 (4.7)

П₁ = П_ч = 378846000 - 0,2∙378846000 = 303076800 руб.

Дополнительная прибыль получается в результате экономии свежей воды. Чтобы избежать перегрева охлаждаемых сред и снизить температуру оборотной воды приходится добавлять большое количество свежей воды (120 м³/ч). Вентиляторная градирня сможет вести охлаждение оборотной воды в оптимальном режиме, и количество добавочной воды снизится до 75 м³/ч (на восполнение потерь воды за счет испарения и уноса капельной влаги с уходящим воздухом).

Цена на свежую техническую воду равна Ц = 1,19 руб./м³

Денежная экономия будет равна:

П₂ = (120-75)∙1,19·8760 = 469000 руб./год

Экономический эффект от данного проекта:

Э_г = П₁ + П₂ = 303076800 + 469000 = 303545800 руб.

Расчетный срок окупаемости Т_р градирни составит:

Т_р = К/ Э_г (4.8)

Т_р =  месяца

Расчетный коэффициент экономической эффективности проекта составляет:

Е_р = 1/Т_р (4.9)

Е_р = 1/0,129 = 7,5

Выводом экономического расчета является сводная таблица технико-экономических показателей (таблица 3.3).

Таблица 4.3

Технико-экономические показатели

Подводя итог можно сделать вывод, что проект реконструкции водооборотного цикла 5-ти клетевого стана является экономически выгодным предприятию. Благодаря установке новой вентиляторной градирне производительность 5-ти клетевого стана увеличится на 15 т/ч (до 230 т/ч), что в денежном выражении составит 303076800 руб. в год. Также в результате снижения количества добавляемой воды предприятие сможет сэкономить 469000 руб. в год. Получается, что экономический эффект от данного проекта равен 303545800 руб. в год. и поскольку черная металлургия и так является весьма прибыльной отраслью народного хозяйства, то предлагаемая вентиляторная градирня окупится очень быстро, за 1,6 месяца.

5. Безопасность жизнедеятельности

Политика ОАО «Северсталь» в области охраны труда и промышленной безопасности

ОАО «Северсталь», являясь компанией с полным металлургическим циклом и одним из крупнейших в России производителей металлопроката, убеждено, что экономическая и социальная стабильность в городе Череповце и Вологодской области во многом зависит от его успешной деятельности, в том числе по обеспечению безопасности производства на объектах ОАО «Северсталь».

Учитывая масштабы последствий возможных аварий при эксплуатации опасных производственных объектов, ОАО «Северсталь» принимает на себя обязательства:

постоянно улучшать систему управления промышленной безопасностью и охраной труда, позволяющую минимизировать риски нанесения вреда жизненно важным интересам личности и общества;

оценивать риски в области охраны труда и промышленной безопасности;

повышать уровень квалификации работником в области охраны труда и промышленной безопасности.

ОАО «Северсталь» убеждено, что обеспечение здоровых и безопасных условий труда создает конкурентное преимущество.

.1 Анализ условий труда рабочих, обслуживающих градирню

Условия труда - совокупность факторов производственной среды и трудового процесса, оказывающих влияние на работоспособность и здоровье работника.

Российским законодательством о труде предусматривается создание на предприятиях здоровых и безопасных условий труда. Обеспечение этого возлагается на администрацию предприятия, которая обязана внедрять современные средства техники безопасности, предупреждающие производственный травматизм и предотвращающие возникновение профессиональных заболеваний рабочих и служащих.

Эксплуатация новой вентиляторной градирни производится персоналом энергослужбы ЦСО-016, точно также как и башенной градирни. Техническое обслуживание градирни, вывод ее в ремонт и из ремонта осуществляется оперативно-ремонтным персоналом энергослужбы ЦСО-016 совместно с электрослужбой ООО «Электроремонт». Текущий ремонт производится ремонтным персоналом энергослужбы ЦСО-016.

Слесарь-ремонтник энергослужбы ЦСО-016, обслуживающий и эксплуатирующий оборудование водооборотного цикла, выполняет следующие работы:

ежесменно проводит обходы и осмотры оборудования. В ходе обходов проверяется состояние насосных агрегатов, градирни, запорной арматуры, трубопроводов и средств контроля за работой оборудования.

ревизию и ремонт насосных агрегатов и запорной арматуры;

производит отключение насосных агрегатов, градирни и трубопроводов технической воды для профилактических и ремонтных работ.

При выполнении данных работ на человека могут воздействовать опасные и вредные производственные факторы.

Опасный производственный фактор - производственный фактор, воздействие которого на работника может привести к его травме. В данном случае к нему можно отнести:

отлетающие частицы при выпрессовке, запрессовке деталей и при работе ударным инструментом;

вращающиеся и движущиеся части оборудования, механизмов, приспособлений;

высокое давление воды (до 4,5 кгс/см²) внутри водоводов;

электрический ток (вызывает непроизвольное судорожное сокращение мышц и общее возбуждение, ожоги).

Вредный производственный фактор - производственный фактор, воздействие которого на работника может привести к его заболеванию. К нему относятся:

пыль − при уборке помещения и очистке оборудования (воздействие на человека − возможное попадание инородных тел в дыхательные пути с появлением першения в горле и возможное проявление кашля или удушья, меры защиты).

шум − при работе вентиляторов и падении воды с высоты (при длительном воздействии вызывающий частичную или полную потерю слуха; предельно допустимая норма шума 80 дБ).

.2 Меры по обеспечению безопасных и здоровых условий труда

Мероприятия по обеспечению безопасных и здоровых условий труда направлены на уменьшение воздействия вредных факторов на организм работника с помощью:

- планировки производственных помещений;

мер по охране окружающей среды;

инструктажа рабочих;

средств индивидуальной защиты;

защиты временем.

Слесарю-ремонтнику бесплатно выдаются по установленным нормам:

костюм хлопчатобумажный ГОСТ 27574-87 (срок носки 1 год);

ботинки кожаные ГОСТ Р12.4.187-97 (срок носки 1 год);

в зимнее время куртка на утеплённой подкладке ГОСТ 29335-98 (срок носки 2 года);

рукавицы комбинированные ГОСТ Р12.4.013-97 (срок носки 1 месяц);

очки, защитные закрытые ГОСТ Р12.4.013-97 (срок носки - до повреждения);

респиратор «Лепесток» ГОСТ 12.4.02-76 (одноразовый );

каска «Шахтёр» ГОСТ 12.4.091-80 (срок носки - до повреждения).

Слесарь-ремонтник обязан правильно применять и поддерживать средства индивидуальной защиты (СИЗ) в исправном состоянии, своевременно заменять их или сдавать в ремонт. Изношенные до планового срока замены СИЗ, не подлежащие ремонту, списываются по акту в установленном в Обществе порядке.

Слесарь-ремонтник обязан обеспечивать пожаробезопасность и взрывобезопасность в соответствии с требованиями инструкции по пожарной безопасности в действующих цехах и участках ПХЛ ИПБ -62-01.

Слесарь-ремонтник обязан соблюдать требования личной гигиены:

- для мытья рук использовать хозяйственное мыло, которое ему выдается (норма выдачи хозяйственного мыла - один кусок в месяц);

- пить воду из установленных питьевых точек (питьевых фонтанчиков, аппаратов газированной воды);

принимать пищу в столовых и буфетах;

в душевых надевать на ноги резиновые шлёпанцы, тапочки, деревянные колодки.

Защита временем - это уменьшение вредного воздействия неблагоприятных факторов рабочей среды и трудового процесса на работников за счет снижения времени их действия: введение внутрисменных перерывов, сокращение рабочего дня, увеличение продолжительности отпуска, ограничение стажа работы в данных условиях.

Слесарь-ремонтник обязан соблюдать режим труда и отдыха, время начала и окончания ежедневной работы (смены), перерывы определяются правилами внутреннего распорядка и графиком сменности №3 - для сменного персонала, графиком №2 - для дневного персонала.

Все работники проходят предварительный (при поступлении на работу), периодический (в течение трудовой деятельности) медицинский осмотр (обследование), а также при необходимости внеочередные медицинские осмотры (обследования) с целью выявления противопоказаний данной трудовой деятельности. Работодатель не может допускать работников к исполнению ими трудовых обязанностей без прохождения обязательных медицинских осмотров (обследований), а также в случае медицинских противопоказаний. Работодатель обязан информировать работников об условиях и охране руда на рабочих местах, о существующем риске повреждения здоровья, о полагающихся им компенсациях и средствах индивидуальной защиты.

6. Экологическая часть

Охрана окружающей среды от воздействия промышленных объектов. Градирню как источник возможного негативного влияния на состояние окружающей среды рассматривают в следующих аспектах: унос капельной влаги, выброс вредных веществ в атмосферу, паровой факел и шум.

Проблемой предотвращения капельного уноса из градирен НИИ ВОДГЕО занимается с середины 60-х годов. Выполнен большой объем научно-исследовательских работ, разработаны методики оперативного измерения уноса капельной влаги на стендовых градирнях и в натурных условиях. На их основе составлены нормативные требования по допустимым значениям капельного уноса из градирен.

В некоторых случаях градирни могут быть источником вредного воздействия на окружающую среду - атмосферу, почву, водные объекты. Совместно с организациями Минздрава РФ НИИ ВОДГЕО разработаны документы, регламентирующие применение вод в охлаждающих системах оборотного водоснабжения и допустимые нормы содержания вредных веществ в капельном уносе и продувке, а также требованиям к водоуловителям градирен.

Градирня как источник шума представляет собой сооружение, в котором шум может создаваться вентиляторной установки с приводом преимущественно на низких и средних частотах (63-500 Гц ) и движением воды ( шум «дождя») на частотах 500-8000 Гц.

Проблема парового факела (выпара) градирен возникла в нашей стране только в последние годы. Она решается путем использования мокро-сухих градирен.

Таким образом, градирни - не самое экологически опасное сооружение на промышленной площадке. При надлежащей эксплуатации и поддержании в исправном состоянии конструкций они не оказывают заметного влияния на состояние окружающей среды. В то же время применение градирен в составе охлаждающих систем оборотного водоснабжения обеспечивает экономия природной воды в 20-50 раз по сравнению с прямоточными системами и предотвращает тепловое загрязнение водоемов.

Борьба с шумом вентиляторных градирен осуществляется по следующим основным направлениям:

1. уменьшение шума в источнике (градирне) конструктивными и административными методами (создание и применение малошумного источника, регламентация времени его работы и мест расположения на территории);

. снижение шума на пути его распространения в городской среде от источника до объекта шумозащиты (использование глушителей; размещение градирен в естественных или искусственных выемках; устройство между градирней и рассматриваемым объектом экранов в виде насыпей, ограждений, стенок, полос зеленых насаждений);

. устройство шумозащиты непосредственно на объекте конструктивно-строительными методами;

. установка вентилятора на плавающем основании и «мягкое» соединение вентилятора с корпусом градирни;

. снижение скорости вращения вентилятора за счет изменения конструкции или применения двухскоростных двигателей;

. устройство удлиненных диффузоров с непрерывным течением потока при покрытии внутренней поверхности диффузора звукопоглощающим материалом;

. усовершенствование аэродинамических характеристик лопастей и проточной части вентилятора.

Работающая градирня выбрасывает в атмосферу нагретый до 35-45°С насыщенный водяными парами воздух, содержащий капли размером 100-500 мкм в количестве 0,5-1 г на 1 м³ воздуха. С парами в атмосферу поступает примерно 95% тепла, отводимого от охлаждаемого оборудования, а оставшаяся часть тепла отводится в водоисточники с продувочной водой.

При использовании для подпитки оборотных систем городских и промышленных сточных вод градирня может быть источником вредного воздействия на окружающую среду - атмосферу, почву, водные объекты.

В каплях могут содержаться также ингибиторы коррозии, накипеобразования и химических реагенты для предотвращения биологических обрастаний, добавляемые в оборотную воду. Зона выпадения капельной влаги на поверхности земли имеет форму эллипса с большой осью, проходящей через центр градирни в направлении ветра.

При использовании в системах оборотного водоснабжения с градирнями очищенных сточных вод остаточные примеси вредных веществ и токсичных веществ и токсичных ингибиторов коррозии могут повлиять на санитарно-гигиенические условия в зоне выброса и распространения водного аэрозоля, выносимого из градирни.

Источниками, влияющими на загрязнение окружающей среды при ремонтах вентиляторной градирни, являются:

- производственный мусор;

-        лом чёрных металлов.

Производственный мусор оперативно-ремонтному и ремонтному персоналу энергослужбы ЦСО-016 необходимо собирать в специальные короба для мусора, которые находятся на участках цеха.

Лом чёрных металлов оперативно ремонтному персоналу ЦСО-016 следует собирать в специальные короба для металлолома, которые находятся на участках цеха. Учёт, списание и вывоз металлолома оставшегося после проведения ремонтных работ производит служба главного энергетика ПХЛ.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Целью данной выпускной квалификационной работы является оценка потенциала энергосбережения при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ.

В процессе выполнения работы произведен обзор литературы, рассмотрены основные конструктивные особенности системы охлаждения МНЛЗ, возможные способы использования низкопотенциальных вторичных энергоресуров а также возможные способы применения СИО в кристаллизаторах МНЛЗ.

Для достижения поставленной в работе цели, выполнены следующие задачи:

1. Разработан метод исследования теплового баланса криволинейной МНЛЗ, в том числе выявлены характеристики паровоздушной смеси.

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

2. Проведено исследование теплового баланса криволинейной МНЛЗ в реальных условиях на действующей МНЛЗ №3 ЧерМК ОАО «Северсталь».

На основании экспериментальных данных и проделанных расчетов выявлено, что с увеличением скорости разливки увеличивается доля теплоты, отводимой из МНЛЗ со слябом, и уменьшается доля теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ. Доли теплоты, отводимые роликами и кристаллизатором, монотонно уменьшаются с ростом скорости разливки. Доли теплоты, отводимые с ПВС и неиспарившейся водой, с увеличением скорости разливки сначала возрастают, затем стабилизируются на примерно постоянных значениях.

3. Выведено уравнение теплового баланса криволинейной МНЛЗ

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

В настоящее время теплота, отведенная от металла в пределах МНЛЗ, практически никак не используется и теряется в окружающей среде, несмотря на значительное ее количество. Так, при средней скорости разливки 1 м/мин в системе охлаждения МНЛЗ отводится примерно 40% теплоты жидкой стали. Для пяти слябовых криволинейных МНЛЗ ЧерМК ОАО «Северсталь» в течение года это составит примерно 600 ГДж/ч теплоты, в то время, как в кристаллизаторы МНЛЗ поступает 1480 ГДж/ч. Кроме того, в кристаллизаторах и роликах МНЛЗ отводится примерно 20% теплоты жидкой стали, т.е. в среднем в течение года около 300 ГДж/ч.В настоящее время эта теплота полностью теряется в градирне с водой, охлаждающей кристаллизаторы и ролики.

Представленные сведения свидетельствуют о том, что использование теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, обладает значительным потенциалом энергосбережения и, при определенных условиях, использование этой теплоты эффективно и целесообразно.

Для того, чтобы оценить энергетический потенциал при использовании теплоты, отводимой в системе охлаждения МНЛЗ, в работе рассмотрены явления тепло- и массообмена, в процессе непрерывной разливки стали на МНЛЗ. Считаю цель и задачи работы полностью выполненными.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Абрамова Н.Б., Ермохин Ф.К. Состояние непрерывной разливки стали в России и конкурентоспособность материала для кристаллизаторов / Инструмент и технологии. №5-6, 2001. С. 135-138.

. Акименко А.Д. Исследование работы кристаллизатора с испарительным охлаждением / Сталь, 1968. - №6. С. 509 - 512.

. Андоньев С.М. Испарительное охлаждение металлургических печей. 2- е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1970. 420 с.

. Баскаков А.П., Берг Б.В., Витг O.K. Теплотехника. - М.: Энергоатомиздат, 1991. 224 с.

. Белый В.А. Комплексная система вторичного охлаждения машин непрерывного литья заготовок с использованием тепла и получением конденсата / В.А. Белый, М.В. Сагайдак и др. - М.: Металлургия, 1987. 64 с.

. Бровман М.Я. Непрерывная разливка металлов. - М.: «ЭКОМЕТ», 2007. 484 с.

. Вдовин К.Н. Кристаллизатор машины непрерывного литья заготовок / К.Н. Вдовин, В.В. Точилкин, И.М. Ячиков и др. // Патент на полезную модель №62345. Опубл. в Бюл. №10, 2007.

. Вобкер X. Новое поколение кристаллизаторов для литья тонких слябов / X. Вобкер // Черные металлы. 2004. - Ноябрь. С. 25 - 27.

. Вяткин М.А. Вторичные энергетические ресурсы промышленности. - М.: Всесоюз. заоч. политех. ин-т, 1986. 44 с.

. Гичёв Ю.А. Вторичные энергоресурсы промышленных предприятий. Часть І: Конспект лекций. - Днепропетровск: НМетАУ, 2012. 57 с.

. Григоров В.Г., Нейман В.К., Семенюк Л.Г. Утилизация низкопотенциальных тепловых вторичных энергоресурсов на химических предприятиях. - М.: Химия, 1987. 240 с.

. Григорьев В.А., Зорин В.М. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника. Кн. 4. Теплоэнергетика и теплотехника. 2-е изд., перераб. - М.: Энергоатомиздат, 1991. 588 с.

. Данилов Н.И. Энергосбережение - от слов к делу. - Екатеринбург: Энерго - Пресс, 2000.

. Дюдкин Д.А., Кисиленко В.В. Производство стали. Том 1. Процессы выплавки, внепечной обработки и непрерывной разливки. - М.: «Теплотехник», 2008. 528 с.

. Дюдкин Д.А., Кисиленко В.В., Смирнов А.Н. Производство стали. Том 4. Непрерывная разливка металла. - М.: «Теплотехник», 2009. С. 284-286.

. Еланский Г.Н., Гончаревич И.Ф., Штурм К. Совершенствование кристаллизаторов МНЛЗ.// Сталь. 2005. - №2. С. 33 - 36.

. Емельянов В.А. Тепловая работа машин непрерывного литья заготовок. Учебн. пособие для вузов. - М.: «Металлургия», 1988. 143 с.

.Ефимов В.А., Эльдарханов А.С. Современные технологии разливки и кристаллизации сплавов. - М.: Машиностроение, 1998. 360 с.

.Ионин А.А., Хлыбов Б.М. и др. Теплоснабжение. - М.: Стройиздат, 1982. 336 с.

. Исаченко В.Л., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. - М.: Энергоиздат, 1981. 417 с.

. Казанович Л.Б. Исследование испарительного охлаждения кристаллизатора УНРС. Проблемы стального слитка: труды IV конференции по слитку. - М.: Металлургия, 1969. С. 529 - 533.

. Кириллин В.А., Сычев В.В. и др. Техническая термодинамика. Учебник для вузов. - М.: Энергоатомиздат, 1983. 416 с.

. Лотош В.Е. Утилизация вторичных энергетических ресурсов. Науч. и техн. аспекты охраны окружающей среды, 2003. - №3. С. 67-81.

. Лыков А.В. Тепломассообмен: Справочник. - М.: Энергия.-1978-480 с.

. Пятничко В.А. Утилизация низкопотенциального тепла в энергетических установках с органическими теплоносителями. Экотехнологии и ресурсосбережение, 2002. - №5. С. 10-14.

. Ривкин С.А., Александров А.А. Термодинамические свойства воды и водяного пара. Справочник. - М.: Энергоатомиздат, 1984. С. 79.

. Розенгарт Ю.И., Мурадова 3.А. Теплоэнергетика металлургических заводов. Учебник для вузов. - М.: Металлургия, 1985. 303 с.

. Смирнов А.Н., Куберский С.В., Штепан Е.В. Непрерывная разливка стали: Учебник. - Донецк: ДонНТУ, 2011. С. 25-26.

. Смирнов А.Н., Куберский С.В., Штепан Е.В. Непрерывная разливка стали… - С. 154-155.

. Сушон С.П., ЗавалкоА.Г., Минц М.И. Вторичные энергетические ресурсы промышленности СССР. - М.: Энергия, 1978. С. 75.