Расчет кислородной фурмы

Предисловие

 

В настоящее время в мире кислородно-конвертерным способом производят около 60 % стали. Преимуществами этого способа являются: высокая производительность (400-500 т/ч); низкие капитальные затраты; высокое качество стали.

Расчет конвертера включает: 1) расчет материального баланса; 2) расчет основных размеров конвертера; 3) расчет кислородной фурмы; 4) расчет теплового баланса.

 

Пример расчета

 

Рассчитать конвертер емкостью G = 150 т при продувке металла техническим кислородом (99,5% O₂ + 0.5 % N2) сверху. Шихта содержит 82% чугуна и 18% скрапа, состав которых и стали (10) перед раскислением следующий:

 

	C	Si	Мn	Р	S
Чугун (82%)	3,8	1,0	0,9	0,2	0,05
Скрап (18%)	0,1	-	0,5	0,04	0,04
Средний состав шихты	3,134	0,82	0,82	0,1712	0,048
Сталь перед раскислением	0,1	-	0,04	0,01	0,025

 

Среднее содержание углерода вшихте, например, определяем как 0,82·3,8 + 0,18·0,1 = 3,134 %.

Расход футеровки (периклазошпинелидный кирпич) примем равным0,25 % массы садки.

 

Материальный баланс

Угар примесей определим как разность между средним содержанием элемента в шихте и встали перед раскислением (расчет проводим на 100 кг шихты).

С....3,314·0,1 =3,034 кг,

Si........................................ 0,82 кг,

Мn...0,828 ·0,04 = 0,788 кг,

Р...0,1712· 0,01 =0,1612 кг,

S...0.0482 · 0,025 = 0,0232 кг,

Fe (в дым)... 1,5 кг,

Всего 6,3264 кг.

Принимая, что 10% С окисляется до С0₂, а 90% — до СО, найдем расход кислорода на окисление примесей

 

 

Расход кислорода, кг		Масса оксида, кг
С→СО2...0,3034∙32:12=	0,8091	0,3034+0,8091	1,112
С→СО...2,7306·16:12 =	3,641	2,7306+3,641	6,371
Si→SiO2...0,82·32:28 =	0,9371	0,82+0,9371	1,757
Mn→MnO...0,788·16:55 =	0,2292	0,788+0,2292	1,017
Р→Р2О5..0,1712·80:62 =	0,208	0,1712+0,208	0,369
S→S02... 0,0232·32:32 =	0,0232	0,0232+0,023	0,046

Fe→Fe2O3 (в дым)..1,548:112	0,6428	1,5+0,6428	2,142
Итого	6,4903		12,8167
Здесь первый столбец чисел - угар соответствующего элемента, 2-й - молекулярная масса кислорода в оксиде, 3-й - молекулярная масса элемента

Для расчета количества и состава шлака принимаем, что расход боксита равен 0,6 кг (на 100 кг шихты). Обозначим расход извести через х и, заимствуя состав неметаллических материалов из табл. 1,

Табл. 1.

Состав неметаллических материалов, %

 

Материал	Si02	А1203	Fe	Fe2O3	MnO	MgO
Железная руда	4,0	2,0	14,0	77,0	0,30	0,40
Известняк	2,0	0,3	-	0,2	-	2,00
Известь	3,5	0,5	-	0,35		3,5
Доломит обожжен.	2,0	2,0		0,30
Периклазошпинелидный кирпич	5,0	3,0	-	8,0	-	70,0
Магнезит	3,0	1,6		2,0
Магнезит, порош.	4,07	0,81		1,02		91,56
Магнезитохромит	6,0	4,0	-	10,0		66,0
Боксит	10,0	54,0	-	25,0	-	-
Плавиковый шпат	3,1	0,2	-	0,8	95 % CaF2	-

Продолжение табл. 1.

 

Материал	СаО	P2O5	S	Н20	CO2	Сr203
Железная руда	0,80	0,10	0,02	1,38	-	-
Известняк	53,0	0,07	0,01	0,83	41,50	-
Известь	85,0	0,10	0,13	-	6,92	-
Доломит обожжен.	55,0	-	-	2,20	2,50	-
Периклазошпинелидный кирпич	2,0	-	-	-	-	12,0
Магнезит	2,60	-	-	-	0,80
Магнезит, порош.	2,0	-	-	-	-	12,0
Магнезитохромит	1,0	0,08	0,1	9,02	0,8	-
Боксит	12,99	-	-	-	-	-
Плавиковый шпат	-	-	-	-	-	-

находим количество СаО в конечном шлаке, кг, поступающее из:

футеровки.... 0,25·0,02 = 0,005

боксита..... 0,60·0,01= 0,006

извести........................................ 0,85 х

0,011+0,85∙х

количество Si0₂ в конечном шлаке, кг, поступающее из:

металлической шихты.................................................. 1,757

футеровки.... 0,25·0,05 = 0,0125

боксита..... 0,60·0,10 = 0,06

извести.... 0,035 х

1,8296+0,035 х

Задаваясь основностью шлака СаО/ Si0₂=3,5, определим расход извести СаО/SiO₂ = (0,011+0,85∙х)/ /(1,8296+0,035 х) = 3,5, откуда х = 8,787 кг.

Теперь, используя данные табл. 1, легко определить конечный состав шлака (табл. 2).

Состав шлака, кг Таблица 2.

 

Материал	SiO2	А1203	СаО	МnО	MgO
Металлическая шихта	1,757			1,0172
Футеровка	0,0125	0,0075	0,005		0,175
Известь	0,3075	0,0439	7,4691		0,3075
Боксит	0,06	0,324	0,025		0,271
Итого	2,1371	0,3754	7,4991	1,0172	0,7535

Продолжение табл. 2.

 

Материал	Fe203	Р205	S	Сг203
Металлическая шихта		0,3692	0,0208
Футеровка	0,02			0,03
Известь	0,0307	0,0087	0,0114
Боксит	0,15	0,0005	0,0006
Итого	0,2007	0,3784	0,0329 - -	0,03

- В боксите содержится еще 0,0048 кг С0₂ и 0,054 кг Н₂0.

- В извести содержится еще 0,0694-8,787 = 0,608 кг С0₂.

В соответствии с практическими данными примем, что содержание FeO и Fе₂0₃ в конечном шлаке соответственно равно 15 и 5 %. Тогда масса шлака без

оксидов железа равна 80 % или согласно предыдущей таблице 12,22, а общая масса шлака L_шл= 15,28 кг.

Масса оксидов железа в шлаке равна 15,28 ·12,22 =3,056 кг, из которых 0,764 кг Fe₂0₃ и 2,29 кг FeO.

Таким образом, состав конечного шлака следующий:

 

	Si02	А1203	СаО	МnО	MgO	P2O5
кг	2,1371	0,3754	7,4991	1,0172	0,7535	0,3784
%	13,986	2,4570	49,078	6,6573	4,9316	2,4770

Продолжение табл.

 

	S	Сr203	FeO	Fe203
кг	0,0329	0,03	2,2920	0,7640
%	0,2153	0,1963

Окислится железа, кг:
До Fe₂O₃... 0,764 · 0,2=0,564
До FeO........................... 2,292

Здесь 0,2 кг — количество Fе₂О₃ поступающее из различных источников (см. табл. 2).

Поступит железа из металла в шлак

2,292·56:72+ 0,564·112:160 = 1,782 + 0,394 =2,176939 кг.

Выход годного составит

100 — 6,3264 —0,5— 1,0— 2,176939 = 90 кг,

где 6,3264 — угар примесей, кг; 0,5 — количество железа, уносимого со шлаком, кг; 1,0 — потери железа с выбросами, кг; 2,176939 — потери железа на образование

окислов железа в шлаке, кг.

Расход кислорода на окисление железа (определяем как разность между массами окисла и исходного элемента):

(2,29—1,782)+ (0,764 —0,394) = 0,879 кг.

Расход кислорода на окисление всех примесей

6,490303 + 0,879 = 7,369366 кг.
Принимая коэффициент усвоения подаваемого в

ванну кислорода равным 0,9, определим необходимое количество технического кислорода на 100 кг садки

7,369366-22,4/(0,995·0,9·32) = 5,760532 м³.

Расход кислорода на 1 т садки равен 57,60532 m³/t.

Количество подаваемого азота равно

5,760532·0,005= 0,028803 м³ или 0,028803·1,24 =0,0357 кг.

Количество неусвоенного кислорода

(5,76·0,0288) ·0,1 =0,573 м³ или 0,573·1,43 =0,819 кг.

Масса технического кислорода равна

7,369366 + 0,0357 + 0,819 = 8,22 кг.

Теперь можно определить состав и количество выделяющихся газов

 

	кг	м3	%
CO2	1,112467+0,608+0,0048= 1,727	0,878933	19,07505
CO	6,3714	5,09712	70,36911
Н20	0,054	0,067081	0,596405
O2	0,819637	0,573173	9,052507
N2	0,035715	0,028803	0,394459
SO2	0,0464	0,0116	0,512466
Итого	9,054257	6,65671

Табл.3.

Материальный баланс плавки

 

Поступило,	кг:	Получено,	кг:
Чугун		Сталь	89,99666
Скрап		Потери металла со шлаком	0,5
Боксит	0,6	Потери металла с выбросами
Известь	8,7872	Шлак	15,28001
Футеровка	0,25	Газы	9,054257
Технический O2	8,2247	F2O3 (в дым)	2,142857
Итого	117,86	Итого	117,9738
		Невязка	0,111782

Определение основных размеров конверте

Внутренний диаметр D_внконвертера и глубина жидкой ванны в спокойном состоянии h и общая высота H_iзависят от его садки (рис. 1):

 

Садка, т 50 100 150 200 250 300

D_bh, m 3,3 4,2 4,93 5,5 6,2 6,9

h, м 1,1 1,4 1,5 1,6 1,7 2,0

H₁/ D_bh 1,55 1,47 1,4 1,3 1,22 1,25

 

Толщину футеровки конвертера обычно

принимают: конусной части 508—888 мм;

цилиндрической части 711 - 990 мм; днища 748-1220 мм.

В соответствии с приведенными рекомендациями выбираем D_вн⁼ 4,93 м и H₁/ D_вн= 1,4. Тогда высота рабочего пространства равна

H₁=4,93·1,4 = 6,9 м.

Диаметр горловины принимаем равным

D_г = 0,55·D_вн= 0,55 ∙ 4,93 = 2,7 м.

 

Рис. 1. Профиль кислородного конвертора

Высота горловины при угле ее наклона α=60^o равна

Нг = 0,5(D _вн– D_г) tg 60° =0,5· (4,93 - 2,7) 1,732·1,93 м.

Объем конвертера находим по упрощенной формуле

V =π D² _внН / 4 == 3,14 ∙4,93² ∙6.9 /4 = 131,65 м³.

Принимая толщину футеровки днища равной δ_ф=1 м и толщину кожуха δ_кож =0,03 м, определим общую высоту конвертера

Н = 6,9+1,0+ 0,03 = 7,93 м.

Наружный диаметр конвертера при средней толщине футеровки стен δ_ф.ст.⁼ 0,85 м и толщине кожуха δ_кож = 0,03 м равен

D_нap = 4,93 + 20,85 + 20,03 = 6,69 м.

 

Расчет кислородной фурмы

 

При расчете материального баланса было найдено,
что расход технического кислорода на 1 т садки должен
быть равен 57,60532 м³. Общий расход кислорода на
садку 150 т должен быть равен 57,60532∙150 = 11054,05м³.

Принимая интенсивность продувки равной 8,33·

10^-5 м³ /(кг∙с) найдем, что расход кислорода равен

8,33∙10^-5 ·150·10^-3 = 12,5 м³ /с)
Тогда продолжительность продувки равна
11054,05:12,5= 884,32 с (14,74 мин).

Длительность паузы между продувками примем

равной 1080 с (18 мин). Тогда общая продолжительность цикла равна 884,32 + 1080 = 1964,32 с (32,74 мин).

Массовый расход технического кислорода на садку 150 т равен

8,22:100∙150∙10^-3 = 12337,077 кг

(здесь 8,22 кг — масса технического кислорода, расходуемого на 100 кг садки, заимствована из материального баланса), а его секундный расход

12337,077:14,74:60 = 13,95 кг/с.

Далее, задаваясь величиной давления технического кислорода в цехе, p₁ = 10⁶ Па, определяем давление кислорода перед фурмой.

При этом через продувочную фурму необходимо подавать кислород с расходом G = 13,95 кг/с по стальным трубам с диаметром d = 0,2 м. Температура T₁ = 293 К, длина трубопровода l_тр = 100 м. Коэффициент кинематической вязкости для кислорода ν = 15,7∙10^-6 м²/c. Плотность кислорода в начале трубопровода:

ρ₁ = р₁/ RT = 10⁶ / 260·293113,13 кг/м³,

где R - универсальная газовая постоянная, равная для

кислорода 260 Дж/(кг∙К).

Скорость движения в начале трубопровода

W₁=G /ρ₁f = 13,95 / (13,13∙π∙0,2²/4) = 33,84 м/с.

Определяем коэффициент трения в трубопроводе, для чего найдем число Рейнольдса:

Re = W₁∙d/ν = 33,84∙0,2/ 15,7∙10^-6 = 4,31∙10⁵.

Таблица 4.

Основные значения шероховатости стенок и каналов труб.

Материал и состояние поверхности	Δ, мм
Новые бесшовные стальные трубы	0,1
Цельнотянутые стальные и железные трубы после нескольких лет эксплуатации	0,2
Старые заржавленные железные трубы	0,33
Бетонные и кирпичные каналы в хорошем состоянии	3,0

Согласно данным табл. 4 абсолютная шероховатость стальных умеренно заржавевших труб равна Δ=0,5 мм, а коэффициент трения равен:

Давление кислорода перед фурмой находим как

Для упрощенных расчетов диаметра цилиндрического сопла шестисопельной фурмы можно воспользоваться формулой Б. Л. Маркова

,

где V_ф — расход кислорода на фурму, м³ /с.

 

Тепловой баланс

Приход тепла

1. Тепло, вносимое чугуном (t_ч= 1300°С)

Q_ч = 150·10³·0,82 ·[0,745·1200 + 217,22 +0,837 (1300-1200)]· 10³ = 146975160000 Дж = 147 ГДж.

2. Тепло, вносимое скрапом (t_СК ⁼ 20°С)

Q_СК =0,469·150·10³·0,18·20= 253260000 Дж =0,253ГДж.

 

3. Тепло экзотермических реакций

С→СО₂...0,00303·150·10³·34,09 = 15514,359

С→СО...0,0273·150·10³·10,47 = 42884,073

Si → SiO₂...0,0082·150·10³·31,10 = 38253

Mn → MnO...0,00788·150·10³·7,37 = 8711,34

P→P₂O₅…0,0016·150·10³·25,00 = 6045

S → SO₂... 0,000232·150·10³·9,28 = 322,94

Fe →Fe₂O₃...(0,015+0,00564) ·150·10³·7,37= 22809,174

Fe → FeO...0,02292·150·10³· 4.82 = 16571,172

Q_экз= 151111,06 МДж= 151,1 ГДж.

Здесь 3-й столбец чисел - тепловые эффекты реакций окисления.

4. Тепло шлакообразования

SiO₂ → (CaO)₂·SiO₂…0,01757 ·150·10³:28·60·2,32 = =13103,27

 

 

P₂O₅ → (СаО)₃·Р₂О₅ ·СаО…0,00369·150·10³:62·142· 4,71=5974,073

Q_шл.об = 19077,34 МДж = 19,077 ГДж.

Расход тепла

1. Физическое тепло стали

Q_ct = 0,9·150·10³ [0,7·1500+ 272,16+ 0,837(1600 — 1500)] = 189784058 кДж = 189,8 ГДж.

2. Физическое тепло стали, теряемой со шлаком

Q_ct-ШЛ = 0,005·150·10³ [0,7·1500 + 272,16 + 0,837(1600 -1500)] = 1054·10³ кДж = 1,054 ГДж.

3. Физическое тепло шлака

Q_шл = 0,1528 ·150·10³(1,25·1600+209,35)=

50638338 кДж = 50,6 ГДж.

4. Тепло, уносимое газообразными продуктами реакций с температурой t_ух = 1550°С

i_co2+so...(0,1907 + 0,0051) ·3545,34 = 694,44414

i_co.........0,7034·2200,26= 1548,3034

i_H2O…..0,00596·2758,39= 16,451164

i_o2.........0,0905·2296,78 = 207,91617

i_N2……0,0039·2170,55 = 8,5619214

i _ух¹⁵⁵⁰ = 2475,6768 кДж/м³.

Здесь 2-й столбец - энтальпия газов при t_ух =1550°С.

 

Q_yx = 0,06657·150·10³· 2475,6768·W³ = 24719792861 Дж = 24,7 ГДж.

5. Тепло, теряемое с уносимыми частицами Fe₂0₃

Q_Fe2O3 = 2,142·150·10³(1,23·1600 +209,36)=7,0 ГДж.

6. Потери тепла излучением через горловину конвертера:

во время продувки

Q_изл1 = 5,7[((1600+273)/100)⁴ ·((30+273)/100)⁴]· ·3,14·2,7²·884,32/4 = 3,739 ГДж;

во время паузы

Q_изл2= 5,7[((1500+273)/100)⁴ -((30+273)/100)⁴] ·3,14·2,7²·1080 /4 = 3,48 ГДж;

Суммарные потери тепла излучением

Q_изл = 3,739 + 3,48 = 7,219 ГДж.

7. Тепло, аккумулируемое футеровкой конвертера.

Во время паузы внутренние слои футеровки конвертера охлаждаются, отдавая тепло излучением через горловину, а во время продувки снова нагреваются, аккумулируя тепло. Расчет этой величины проводят методом конечных разностей.

Для упрощения расчетов принимаем, что температура внутренней поверхности футеровки и толщина последней везде одинаковы (δ_нач = 0,9 м для

 

новой и δ_кон = 0,45 м для изношенной футеровки). Поскольку наибольшие потери будут при тонкой футеровке, принимаем в расчете, что периклазошпинелидная футеровка имеет толщину δ_Ф = 0,45 м.

В первом приближении принимаем распределение температуры по толщине футеровки в конце периода продувки линейным, причем t_вн=1500°C, a t_нар=400°C. Тогда при средней температуре футеровки t_ф = 0,5 (1500+400) = 950°С коэффициент теплопроводности периклазошпинелидной футеровки равен λ_ф= 4,17-0,0011·950= 3,125 Вт/(м-К).

Плотность периклазошпинелидной футеровки

ρ_ф =3150 кг/м³, удельная теплоемкость с_ф=920 Дж/(кг·К), коэффициент температуропроводности

а = 3,125/(3150·920)= 1,0·10^-6 м²/с.

Разобьем футеровку на 25 элементарных слоев, каждый из которых имеет толщину

x_ф = 0,45/25 = 0,018 м.

Продолжительность элементарного интервала времени

Δτ = х²_ф /2а_ф = 0,0182/2·1,0·10^-6 = 162 с.

Число элементарных интервалов времени: в период продувки k₁ = 884,32/162 = 5;

в период паузы k₂ = 1080/162 = 6,67 ≈ 7.

В период продувки температура внутренних поверхностей футеровки неизменна и равна 1500°С. В течение паузы температура внутренней поверхности

футеровки уменьшается за счет потерь тепла излучением.

Коэффициент теплоотдачи излучением находим по формуле

α_изл = q/ [(Т_фут- T_окр) ·F·τ] = 3,48·10⁹/(1500 — 30)125,9·1080 = 17,4 Вт/(м²·К),

где площадь внутренней поверхности футеровки конвертера определяли по формуле

F_BH = π·D_bh·H₁ + π·D²_BH/4 = 3,14·4,93·6,9 + 3,14·4,93²/4 = =125,9 м².

Коэффициент теплоотдачи конвекцией от наружной поверхности футеровки конвертера находим, принимая среднюю температуру наружной поверхности равной 300⁰С

α_конв = 10 + 0,06·300 = 28 Вт/(м²·К).

Начальное распределение температуры находим в со­ответствии с принятым линейным распределением температуры по толщине футеровки в конце периода продувки (табл. 5).

Поскольку колебания температуры имеют место только во внутренних слоях футеровки при составлении табл. 5 ограничимся первыми 10 элементарными слоями. Расчет температуры внутренней поверхности футеровки проводим по формуле

Т_{iΔx, (k+1)Δτ}= 0,5· [Т_{(i-1) Δx, kΔτ} + Т_{(i+1) Δx, kΔτ}],

внутренних слоев футеровки —по формуле

Т_{mΔxm, kΔτ}= (α₂·Δx_m·T_ок+λ_m·T_{(m-1)Δxm,kΔτ})/(α₂·Δx_m+λ_m).

Таблица 5.

Расчет изменения температуры внутренних слоев футеровки конвертера

 

Перио- ды	Время	Температура (°С) на расстоянии от внутренней поверхности футеровки, м
Δτ	с	0Δх	1Δх	2Δх	3Δх	4Δх	5Δх
	0.018	0,036	0,054	0,072	0,090
Пауза	0Δτ
1Δτ
2Δτ
ЗΔτ
4Δτ
5Δτ
6Δτ
7Δτ
Продув- ка	8Δτ
9Δτ
10Δτ
11Δτ
12Δτ

 

 

Продолжение табл. 5.

Перио- ды	Время	Температура (°С) на расстоянии от внутренней поверхности футеровки, м
Δτ	с	6Δх	7Δх	8Δх	9Δх	10Δх
0,108	0,126	0,144	0,162	0,18
Пауза	0Δτ
1Δτ
2Δτ
ЗΔτ
4Δτ
5Δτ
6Δτ
7Δτ
Продув- ка	8Δτ
9Δτ
10Δτ
11Δτ
12Δτ

Как видно из табл. 5, распределение температуры по толщине футеровки в конце периода продувки (12Δτ) достаточно хорошо соответствует принятому в качестве начального линейного распределения (0Δτ) и дальнейший расчет можно не производить.

 

Тепло, аккумулированное футеровкой конвертера, находим по формуле

Q_акк= V_ф·ρ_ФС_ф(t_ф^кон- t_ф^нач) = 22,662·3150·920·

(1222,6 -1196,4) = 1380·10³ кДж = 1,38 ГДж.

Здесь V_ф = F_BH 10·х = 125,9·10·0,018 = 22,662м³.

t_ф^кон =(1423+1305+1297+1250+1240+1216+ 1185+1146+1104+1060)/10= 1222,6 °С,

t_ф^нач = (1163+ 1242+1277+ 1284+ 1263+ 1232+ 1191 + 1148+ 1104+ 1060)/10 = 1196,4 °С.

8. Потери тепла теплопроводностью через футеровку Q_тепл = [(1500-30)/(0,45/3,125+1/28)]·(3,14·6,69·7,93

+3,14·6,69²/4) ·884,32 =1257,8·10³ МДж =1,257 ГДж.

9. Потери тепла на охлаждение кислородной фурмы.

Принимая внешний диаметр фурмы равным d=0,2 м, глубину ее опускания 5,8 м, а величину потока тепла на фурму q = 348,9 кВт/м², определяем потери тепла с охлаждающей водой Q_ф = 348,9·10³·3,14·0,2·5,8·884,32 =1123828300 Дж= 1,123 ГДж.

Результаты расчетов теплового баланса конвертера представим в виде таблицы (табл. 6).

Как следует из табл. 6, имеется избыток прихода тепла (33,2 ГДж/или 10,47%). Это приведет к увеличению температур металла, шлака, и футеровки. Поэтому, для уменьшения температуры металла следует добавить в исходную шихту больше скрапа, руду (не более 10%), губчатое железо и известняк.

Таблица 6.

Тепловой баланс конвертера

Статья прихода	ГДж (%)	Статья расхода	ГДж (%)
Физическое		Физическое
тепло: чугуна	146,9 (46,3)	тепло: стали....	189,8(59,8)
скрапа....	0,253 (0,08)	стали, теряемой
Тепло		со шлаком	1,054(0,33)
экзотерми-	151,1 (47,6)	шлака....	50,64(15,95)
ческих		Тепло, уносимое	24,72 (7,78)
реакций	19,077 (6,02)	газами
Тепло		Тепло, уносимое	7,00 (2,2)
шлакообра-		частицами Fe2O3
зования	317,41	Потери тепла из-	7,219 (2,27)
Итого	(100,0)	лучением
		Тепло, аккумули-	1,38 (0,43)
		рованное кладкой
		Тепло, теряемое	1,257(0,39)
		теплопроводностью
		Тепло, теряемое	1,123(0,35)
		с охлаждающей
		водой
		Избыток....	33,2 (10,47)
		Итого.....	284 (100,0)

 

Варианты заданий

 

№ вар	Емкость конвертера, т	Доля чугуна, %	Доля скрапа, %	Сталь
1.				08Ю
2.		74,5	25,5
3.
4.		75,5	24,5	СтЗ
5.				ШХ15
6.		76,5	23,5	15Г
7.				17Г
8.		77,5	22,5	08Ю
9.
10.		78,5	21,5
11.				СтЗ
12.		79,5	20,5	20Г
13.				35Х
14.				40Х
15.
16.				ШХ15
17.		70,5	29,5
18.		71,5	28.5	05ЖР
19.
20.		72,5	27,5

 

Литература

1. Воскобойников В.Г. Основы металлургического производства [Текст]: учебник для ВУЗов.- 5-е изд., перераб. и доп. – М.: Металлургия, 2000. – 768 с.; 22 см. – Библиогр.: с.768. – 1000 экз. – ISBN 5-229-01253-6.

2. Бигеев А.М. Металлургия стали [Текст]: учебник для ВУЗов.- 2-е изд., перераб. и доп. – М.: Металлургия, 1998. – 480 с.; 28 см. – Библиогр.: с.468. – 9000 экз.

3. Явойский В.И. Металлургия стали [Текст]: учебник для ВУЗов. М.: Металлургия, 1973. – 816 с.; 28 см. – Библиогр.: с.808. – 10000 экз.

4. Рыжонков Д.И. Расчёты металлургических процессов на ЭВМ [Текст]: учебное пособие для ВУЗов. М.: Металлургия, 1987. – 231 с.; 22 см. – Библиогр.: с.230. – 7100 экз.

5. Сурин В.А. Массо- и теплообмен, гидродинамика металлургической ванны [Текст]: для научных работников. М.: Металлургия, 1993. – 352 с.; 25 см. – Библиогр.: с.334-352. – 360 экз.

6. Поволоцкий Д.Я. Внепечная обработка стали [Текст]: учебник для ВУЗов. М.: МИСиС, 1995. – 256 с. - 20 экз.-ISBN 5-87623-007-3. – 5400 экз.