автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.10, диссертация на тему:Исследование закономерностей тепловых режимов дуговых сталеплавильных печей литейного класса

На правах рукописи

ПЕТРОВ ВЛАДИМИР ГЕННАДЬЕВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ ЛИТЕЙНОГО КЛАССА

Специальность 05.09.10 - «Электротехнология»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Чебоксары - 2005

Работа выполнена на кафедре Автоматизированных электротехнологических установок и систем Чувашского государственного университета им. И.Н. Ульянова

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Миронов Юрий Михайлович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Кувалдин Анатолий Борисович

кандидат технических наук, доцент Петелин Юрий Юрьевич

Ведущая организация: ОАО «Сибирский завод электротермического оборудования - Сибэлектротерм» (г. Новосибирск)

Защита состоится 3 июня 2005 года в 15 час, на заседании диссертационного совета Д 212.301.02 при Чувашском государственном университете им. И.Н. Ульянова в аудитории В-310.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью учреждения, просим присылать по адресу: 428015, г. Чебоксары, Московский пр., 15, ученому секретарю совета.

С диссертацией можно ознакомиться в научной библиотеке Чувашского государственного университета.

3

Автореферат разослан мая 2005 г

Ученый секретарь ^ к. т. н. доцент

диссертационного совета Охоткин Г.П.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Дуговая сталеплавильная печь (ДСП) является одним из основных агрегатов для производства жидкого металла. В последние 50-60 лет наблюдается большой прогресс в области электропечной металлургии. Развитие печей происходит, в основном, за счет создания большегрузных печей сверхвысокой мощности для металлургического производства. Отличительной их особенностью является наличие в футеровке стен и свода водоохлаждаемых элементов. Однако печам литейного класса с керамической футеровкой (емкостью 3-40 т, сливающим в заливочный ковш) уделяется недостаточное внимание. Массовое их распространение и использование требует уточненного подхода к анализу энергетических характеристик с целью оптимизации процесса производства металла и снижения энергопотребления.

Исследования тепловой работы ДСП проводились В.Е Швабе, С.И Тельным, Н.В. Окороковым, А.Н. Соколовым, В.Д. Смоляренко, JI.E. Никольским, Ю.Н. Тулуевским, A.B. Егоровым, И.И. Игнатовым, А.Н. Макаровым и др., однако вопросы эффективной работы ДСП литейного класса изучены недостаточно полно. Главным атрибутом литейной печи является керамическая футеровка, которая характеризует основные отличия и особенности по сравнению с мощными и сверхмощными большегрузными печами.

Таким образом, вопросы тепловой работы футеровки литейных печей, её влияние на тепловые потери и энергетическую эффективность изучены недостаточно полно, чрезвычайно актуальны и имеют большое народно-хозяйственное значение.

Цель работы: исследование особенностей тепловой работы литейных печей в ходе плавок, при простоях и анализ их влияния на энергетические характеристики для оптимизации работы ДСП.

Положения, выносимые на защиту.

1. Результаты экспериментальных исследований трехмерных тепловых полей футеровки ДСП в различные периоды плавки и во время простоев, которые позволили получить характер изменения энтальпии футеровки ДСП и её влияние на энергетику и технологию плавки.

2. Методика расчета безвозвратных тепловых потерь через футеровку ДСП.

3. Математическая модель теплообмена в ДСП между дугами, футеровкой и окружающей средой, на базе которой построены рабочие характеристики с учетом зависимости тепловых потерь от тока.

4. Энергетические ущербы ДСП в холодных и горячих простоях.

Научная новизна.

1. Впервые экспериментально были получены трехмерные поля температур и тепловых потоков во время плавок и в простоях, позволяющие

анализировать закономерности тепловой рч^угги ДСП лит?йнп

?4»С. НАЦИОНАЛЬНАЯ

ммттш

о класса.

-42. Введены понятия динамического слоя с переменным тепловым полем в ходе плавки и квазистатического слоя, изменение теплового поля в котором в течение плавки незначительно.

3. На базе экспериментальных исследований впервые количественно определены характеристики волновых тепловых процессов в футеровке ДСП.

4. Разработана математическая модель теплообмена в ДСП между дугами, футеровкой и окружающей средой путем сопряжения задачи тепловых потоков рабочего пространства и теплопередачи через футеровку. На базе методики получена зависимость тепловых потерь дуг от тока, что позволило построить рабочие характеристики с учетом зависимости мощности тепловых потерь от тока.

5. Из анализа изменения энтальпии футеровки во время технологических и длительных простоев предложена методика определения энергетических ущербов в простоях различной длительности.

Методы исследований и достоверность результатов. Экспериментальные исследования проводились современными методами с анализом метрологических погрешностей. При обработке результатов экспериментальных изысканий и в теоретических исследованиях широко применялись современные математические методы в сочетании с компьютерными технологиями. Достоверность полученных результатов определялась параллельными расчётами различными методами и сравнением результатов расчёта с экспериментальными данными.

Практическая ценность.

1. Совершенствование методик расчета ДСП литейного класса для определения их параметров и оптимизации режимов.

2. Анализ путей и методов снижения энергетических потерь при производственных процессах в ДСП по различным технологическим вариантам.

Использование результатов работы.

1. Результаты работы использованы ООО «Промтрактор-Промлит» при разработке рекомендаций по оптимизации режимов работы дуговых печей ДСП-6, которые позволили увеличить часовую производительность на 0,6 - 0,7 т/ч и снизить удельный расход электроэнергии на 94 - 108 кВт-ч/т.

2. Предложена методика анализа организационных мероприятий с целью минимизации энергетических ущербов.

3. По результатам работы усовершенствованы методики курсового и дипломного проектирования по специальности 140605 «Электротехнологические установки и системы» на кафедре Автоматизированных электротехнологических установок и систем Федерального государственного учреждения высшего профессионального образования «Чувашского госу-

И.Н. Ульянова».

t **:}?oMfUM4 |

i 3 j

; »«< ш ««»

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы обсуждались на Итоговых конференциях ЧТУ, на Международной научно-технической конференции «Проблемы энергосбережения, теплообмена в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь, 2001), на Поволжской научно-практической конференции «Электротехника и энергетика Поволжья на рубеже тысячелетий» (Чебоксары, 2001), 1-ой конференции молодых специалистов Чувашской республики (Чебоксары, 2003), У1-ой международной конференции "Электромеханика, электротехнологии и электроматериаловедение", МКЭЭЭ-2004 (Алушта, 2004 г.).

Публикации. Результаты работы отражены в 8 печатных трудах.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти основных глав, заключения, приложения, выполнена на 140 страницах, содержит 68 рисунков, 15 таблиц, перечня литературы из 133 наименований.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность проблемы изучения тепловой работы литейных ДСП с целью оптимизации режимов их работы, формулируются цели работы, ее основные положения, определяются содержание и методы выполнения работы.

В первой главе проведен анализ современного состояния ДСП литейного класса, а также тенденции их развития, основная цель которых -минимизация энергетических затрат и увеличение производительности. Для достижения последних применяются как новые конструктивные и технологические приемы, так и модернизация существующего парка печей. В последнее время большое внимание уделяется новым разработкам и модернизации сверхмощных большегрузных ДСП, в то время как печи емкостью до 40-50 т с керамической футеровкой, в большом количестве установленные на металлургических заводах и в литейных производствах машиностроительных предприятий, также нуждаются в оптимизации режимов.

Рассмотрены статьи энергетического баланса литейных печей, их влияние на энергетические характеристики ДСП. При составлении энергетического баланса за цикл плавки потерями на изменение энтальпии футеровки обычно пренебрегают, считая изменение энтальпии равное нулю. В то же время при составлении энергетического баланса за отдельные периоды плавки (частных энергетических балансов) необходимым является не только учет тепловых потерь, но и учет потерь на изменение энтальпии футеровки, учет подогрева шихты теплом футеровки. Вопросы тепловой работы футеровки литейных печей, её влияние на тепловые потери и энергетическую эффективность недостаточно изучены.

Так как ДСП являются агрегатами периодического действия, неизбежны энергетические потери вследствие холодных и горячих простоев.

Отсутствуют данные по ущербам от простоев, такие как дополнительный расход электроэнергии за единицу времени простоя, снижение производительности и т.д.

Основной задачей оптимизации электрических режимов ДСП является ускорение протекающих в них технологических процессов для повышения производительности агрегата, снижения себестоимости стали. Распространенным методом оптимизации режимов является метод рабочих характеристик, которому присущ существенный недостаток - допущение о независимости тепловых потерь от режима печи, что не соответствует действительности на литейных печах. В качестве тепловых потерь в футеровку необходимо учитывать тепловые потери на изменение эн- >

тальпии и тепловые потери с поверхности футеровки.

Одной из важнейших характеристик современных ДСП является удельный расход электроэнергии. Снижение удельного расхода электроэнергии с целью повышения экономических показателей производства металла является основным направлением многих исследований. В ДСП одними из основных источников энергии являются электрические дуги, следовательно, КПД дуг определяет удельный расход электроэнергии. КПД дуг зависит как от электрических параметров ДСП, так и от геометрической картины теплообмена в плавильном пространстве. Поскольку картина теплообмена в течение плавки меняется, КПД дуг также зависит от периода плавки. В литературе приводятся сведения по изменению КПД дуг в течение плавки в крупнотоннажных мощных и сверхмощных печах, определенных методами математического моделирования. Принимается, что КПД дуг литейных печей соответствует КПД, полученным для мощных печей, однако характер горения дуг в литейных и крупнотоннажных печах различен, следовательно их КПД несопоставим.

Существующие результаты математического моделирования температуры внутри футеровки и падающего теплового потока на внутреннюю поверхность футеровки, выполненные Окороковым Н.В., Смоляренко В.Д., Игнатовым И.И, Макаровым А.Н., и другими авторами, нуждаются в апробации экспериментальными исследованиями на действующих ДСП литейного класса.

Во второй главе приведены методики экспериментального и аналитического исследований тепловой работы футеровки ДСП.

В ходе экспериментального исследования датчики температуры -термопары в футеровке стенки ДСП размещались на 2-х уровнях выше 1

уровня ЖМВ (рис. 1). Такое расположение определено стремлением получить наибольшую информацию о тепловом состоянии характерных участков ванны и свода печи. В стене термопары размещены на расстоянии 440 мм (поз.!, Ill, верхний пояс) и 900 мм (поз. IV, нижний пояс) от верхней кромки стены.

Уровень ЖМВ от верхней кромки составляет примерно 1300 мм. Седьмая и восьмая термопары закладывались в свод печи, а одиннадцатая

и двенадцатая - в подину, четырнадцатая и пятнадцатая устанавливались соответственно на кожухе подины и стенки.

Измерение температуры внутренней поверхности футеровки проводилось контактным способом с помощью переносной термопары в холодные простои и оптическим пирометром ЛОП-72 в горячие.

Описаны математические модели расчёта теплообмена в рабочем пространстве ДСП и в футеровке: расчёт теплообмена внутри рабочего пространства с учетом излучения трех дуг и поверхностей внутрипечного пространства и переотражения их излучения; методика определения стационарных тепловых потерь с поверхности кожуха по стационарным тепловым потокам и методом установления.

В третьей главе проведен анализ теплового состояния футеровки ДСП в квазистационарной плавке.

В качестве квазистационарной плавки принимается одна из нескольких плавок, следующих друг за другом, с одинаковым технологическим режимом. На рис. 2 (а) показаны температурные кривые отдельных точек футеровки в течение квазистационарной плавки. За начальный момент времени принят момент завалки шихты, включение печи на расплавление происходит на 30 минуте.

Из графиков можно отметить общие для футеровки литейных печей характерные моменты, связанные с технологией плавки:

- в период прорезки колодцев наблюдается общее снижение температуры. Это объясняется экранированием дуги шихтой и отдачей тепла от внутренних стен кладки на ещё холодную шихту;

- по окончании прорезки колодцев (через 70 минут и далее) во время доплавления шихты температура в печи растет, однако температура внутренних слоев на глубине более 80 мм продолжает снижаться, что объясняется конечной теплопроводностью кладки;

Рис. 1. Схема закладки термопар в стенку печи (нижний и верхний поясы)

-8— градиент температуры по глубине футеровки падает из-за снижения плотности теплового потока в связи с затуханием тепловой волны. - температура подины изменяется слабо. 1000

I -с 800

I 1 -t- /Os/-' ^ 341

• 1 , ! ,

1 ' i и '

--- |— ------ _ \ 7 1------ " 1

S кВ А

50 100 ISO 200

1 1 т/11,2-2т/п 3- Зт/п.4- 5т/п 5-втМ в- 10т/п. 7 15т/п

а)

Т

з

2------

О 50 100 150 200 i мин

б)

Рис. 2. Изменение температуры отдельных точек футеровки стен (а) и режим работы печи (б) в течение плавки

Температурные данные, полученные в результате экспериментальных исследований, были обработаны в соответствии с методикой, которая включает интерполяцию значений температур по толщине, периметру и высоте стен и построение распределений температуры. Методика позволяет получить трехмерное распределение температуры в футеровке ДСП.

Получены графики распределения температуры по толщине футеровки в стенах и своде, графики изменения температуры по периметру и по высоте стен в течение квазистационарной плавки и длительного простоя.

Из графиков распределения температуры по толщине стенки квазистационарной плавки (рис. 3) следует, что в

О 50 100 150 200 250 *мм

1-0 2-30.3-60 4-90 5-120 6-165 7-180мин

Рис. 3. Изменение температуры по толщине нижнего пояса стены для различных моментов времени

слое футеровки до 119 мм от внутренней поверхности происходят значительные колебания температуры в ходе плавки, максимальные на поверхности и уменьшающиеся при заглублении в футеровку. При заглублении от внутренней поверхности футеровки более чем на 119 мм, распределение температуры приближается к линейному.

Методика определения плотности теплового потока основана на дифференцировании температур по координате толщины футеровки с учетом нелинейности характеристик материала футеровки. Полученные кривые распределения плотности теплового потока по толщине футеровки во времени, приведены на рисунке 4 (а), изменение плотности теплового потока на поверхностях элементов футеровки во время плавки - на рисунке 4 (б). Кривые рисунка 4 (б) являются следствием выборки (усреднения) температурных данных во времени с интервалом 15 минут. Плотность теплового потока в первые 70 минут с начала расплавления отрицательна - происходит передача тепла футеровки шихте, что доказывает существенное влияние тепла футеровки на дополнительный подогрев шихты.

После обвала шихты на откосах и появления жидкого металла мощное излучение дуги начинает подогревать внутреннюю поверхность футеровки, и футеровка поглощает часть теплового потока излучения дуг, поэтому плотность теплового потока и мощности тепловых потерь имеют положительное значение. Значительные мощности тепловых потоков говорят о существенном влиянии футеровки на энергетические характеристики процесса плавки в ДСП.

Рис. 4. Распределения плотности теплового потока нижнего пояса стен (номера у кривых - моменты времени) (а) и изменение плотности теплового потока внутренних поверхностей футеровки во время плавки (б)

Из анализа распределения температуры и плотности теплового потока по координате толщины стен доказано, что в футеровке существуют два характерных тепловых слоя - динамический, где происходит изменение температуры и теплового потока и квазистатический, где это изменение стремится к нулю. Тепловая работа динамического слоя в ходе плавки резко нестационарна, в квазистатическом слое наблюдается почти ста-

ционарное распределение температуры и теплового потока. Рассчитано изменение толщины динамического и квазистатического слоя в ходе плавки и средняя толщина динамического слоя за цикл плавки, которая составляет 115-119 мм.

Динамический слой футеровки испытывает постоянные тепловые перегрузки. Здесь происходят максимальные изменения плотности теплового потока с положительного на отрицательный, либо наоборот, причём плотности тепловых потоков достигают +50-г70 кВт/м2 на рабочей поверхности стен.

Температура футеровки в ходе производства жидкого металла в ДСП испытывает постоянные циклические колебания и является функцией 1

времени. Экстремум кривых температуры внутренних точек футеровки сдвигается во времени при увеличении заглубления в футеровку от рабочей поверхности. Таким образом, можно судить о волновом характере распространения температуры в футеровке. Из распределения температуры по толщине футеровки нижнего пояса стенки определены характеристики волнового процесса: глубина проникновения тепловой волны в футеровку Д = 30 мм, коэффициент затухания к=0,025 мм"1, длина тепловой волны Л =0,35 м. С увеличением проникновения волны в футеровку происходит увеличение сдвига фазы, причем сдвиг фазы для поверхности футеровки стены достигает 170 минут. Определена граница динамического слоя по 5% затуханию тепловой волны, где практически отсутствуют волновые процессы, причём различие с определением по методу тепловых потоков - до 5%.

Одной из важных характеристик тепловой работы футеровки является её энтальпия. Методика расчёта энтальпии позволяет проводить расчёты изменения энтальпии во времени по трехмерному нестационарному

распределению температуры Н = га) Р-Уи,г,ю'(и,г,ч> ■ Определе-

А г а>

ние энтальпии проводится с учетом нелинейности теплофизических параметров от температуры.

В течение плавки энтальпия квазистатического слоя (рис. 5 (а)) изменяется слабо. Изменение энтальпии динамического слоя в плавках определяет изменение энтальпии всей футеровки в целом.

Изменение энтальпии футеровки печи в течение квазистационарной плавки, где за нулевой момент времени принят момент завалки шихты, показано на рис. 5 (б). Первые 25-30 минут после включения печи на расплавление энтальпия элементов футеровки стен и свода падает, так как дуги горят в колодцах шихты, и излучение на футеровку отсутствует. Только с раскрытием колодцев и началом периода доплавления начинается увеличение энтальпии футеровки стен.

Нивгч 1400 1200 1000 800 600 400 200

—tn "I "

1 _I_j_ — ... 1

60 100 160 200 1 - динам 2 - статич , 3 - стены

50 100 150 200 т. мин - стены 2 - свод, 3 - поджа, 4 - сумма

а) б)

Рис. 5. Изменение энтальпия динамического и квазистатического слоя футеровки (а) и энтальпии футеровки стенки, свода, подины и всей печи ДСП-6 (б) в течение плавки

За время от завалки до обвала шихты энтальпия футеровки уменьшается на 420 кВт-ч, в период доплавления и жидкого металла возрастает на 761 кВт-ч.

В четвертой главе исследовано взаимодействие дуги, футеровки ДСП и окружающей среды, изучено влияние режима печи на процессы теплопередачи через футеровку и тепловые потери.

Разработана сопряженная математическая модель взаимодействия излучения дуг, тепловых потоков рабочего пространства и теплопередачи через футеровку, состоящая из трех взаимовлияющих блоков.

Дуга как преобразователь электрической энергии в тепловую рассматривается в виде вертикального или наклонного цилиндра с основными параметрами: длина дуги 1д и мощность дуги Рд , которые определяются для каждого режима печи по регулировочным характеристикам.

Расчёт теплообмена в рабочем пространстве является развитием существующей модели. Однако в предлагаемой математической модели проведено ее усовершенствование за счет устранения необходимости применения графических построений, что позволило упростить выполнение расчётов и снизить затраты времени при рассмотрении трехмерной модели ДСП, особенно при учете наклона дуг. Излучение дуги с учетом поглощения газового слоя определяется как

«.«Л'отк соэасоБр _к

Яд= - . -е

*%г2

где аих,=0,9 - коэффициент излучения;

РД - мощность дуги; /отк - открытая (видимая) часть дуги из расчётной точки; /д - длина дуги; ка - коэффициент поглощения газового слоя; г -

расстояние от дуги до расчётной точки поверхности. Расчёт переотражения излучения дуг от поверхностей происходит по формуле

п

= а, +Х& оЛЧ* > гДе ■ коэффициент отражения к-ой поверх-

ы\

ности; Ql)l = Ф</, Рц ехр(~кпхуф) - потоки падающих излучения дуг на /-ую поверхность; (р^ - угловой коэффициент излучения дуги на /-ую поверх-

V

ность; к„ - коэффициент поглощения газового слоя; хэф = 3.6 - эф-

^общ

фективная длина излучения; 5ой|(( - площадь поверхности, ограничивающей газовый объём; V - объём рабочего пространства ДСП, заполненный газом; срА, - угловой коэффициент, определяющий долю потока отраженного излучения £-ой поверхности на ¡-ую поверхность. Переотражения

п

излучения поверхностей есть система уравнений ()р1 = А,^Ф1к()а -<2а ,

к=1

где Ф,к - обобщенный угловой коэффициент излучения с /-ой поверхно-

ч4

сти на к-ую, в том числе и на себя; Ог,=ъ,с.\ ' 5, - поток собствен-

' \iooJ

ного излучения /-ой поверхности; е, - степень черноты /-ой поверхности; с( - коэффициент излучения; А, = 1-Я, - коэффициент поглощения /-ой поверхности. Плотность потока излучения газа на футеровку

Я сф =5,7-6,

( т? V <ТЛ 4Ч

V ибо; 1юо; У

, Т, - температура газа, Тф - температу

ра рабочей поверхности футеровки, - коэффициент излучения газ-футеровка. Суммарная плотность потоков рабочего пространства с учётом переотражений <?„, + <?„„, +Яппв, +я„оао, +<?,. Угловые коэффициенты излучения поверхностей, образующих рабочее пространство, определены на основе формулы для двух параллельных дисков

<Р'-у = о "

х- х -4-

Ч Л

\

и свойств замыкаемости и взаимности

коэффициентов излучения.

Расчет теплопередачи через футеровку основан на решении задачи нестационарной теплопроводности комбинированной футеровки

с(/)р = ¿Л'у(А.(Л grac^(t)) с обратной связью по плотности поглощенного дх

теплового потока в функции режима горения дуги дпог = X (?)

д(

дх

л=0

условиях теплоотдачи с внешней поверхности футеровки

а0(/0)(/„л/, -/0)=-Ц/,,*)^' . Обратная связь вводится для учета реального теплообмена между потоками рабочего пространства и футеровкой и выполняется в виде итераций до равенства поглощенного потока из рабочего пространства и потока в футеровке. На границах разнородных слоев футеровки принимается граничное условие IV рода. Волновые процессы в футеровке учитываются с помощью задания начальных условий.

При расчёте учитывается коэффициент теплоотдачи кожуха печи, полученный на базе экспериментальных исследований по данным теплового потока и температуры кожуха. Из графика (рис. 6) следует, что характеристика уточненного коэффициента теплоотдачи более крутая по сравнению с коэффициентом, рассчитанным по традиционной методике. На графике показан допуск ±20% для учета погрешностей, вносимых методикой расчёта и определением температур, и позволяющий учесть разброс параметров конвективного теплообмена. Расчёт задачи теплообмена с традиционным коэффициентом теплоотдачи даёт в среднем в два раза меньшую плотность теплового потока с кожуха ДСП или среднюю ошибку 49 % для нижнего пояса и 63 % для верхнего пояса стен по сравнению

с экспериментальным значением теплового потока. Применение уточнённого коэффициента теплоотдачи позволяет снизить погрешность соответственно до 13 % и 17 % с учетом разброса параметров конвективного теплообмена.

Предложенная сопряженная модель позволяет определять результирующий тепловой поток в любой точке поверхности рабочего пространства ДСП от трех вертикальных или наклонных дуг и позволяет анализировать процессы теплообмена в рабочем пространстве и в футеровке ДСП, наиболее приближенные к реальным. При решении учитываются переотражения потоков, поглощение пылегазовой средой, коническая форма рабочего пространства, реальная форма рабочего конца электрода, экранирование излучения мениском металла и шлака и торцом электрода, несимметричный режим работы по фазам и т.д.

По методике теплообмена в ДСП был создан комплекс программ расчёта в системе МаИ_аЬ 6.0, позволяющих моделировать тепловые процессы в пространстве литейных ДСП.

Рис, 6. Зависимость коэффициента теплоотдачи кожуха стены ДСП от его температуры

На рис. 7 показано распределение плотности поглощенного футеровкой теплового потока в зависимости от высоты стенки, полученное решением задачи по существующей методике без учета теплопередачи в футеровку (1), и разработанной сопряженной модели (2) (маркерами на рисунке показаны значения плотности теплового потока, полученные из экспериментального распределения температуры в восстановительный период плавки). Его рассмотрение показывает, что использование предложенной модели позволяет значительно повысить точность анализа тепловой работы печи и получить реальную картину теплообмена между дугами, футеровкой и окружающей средой. Если согласно существующей методике в нижнем поясе стен имеется совпадение с результатами экспериментальных исследований и расчетов по сопряженной модели, то в верхнем поясе стен наблюдаются не только количественные, но и качественные отклонения, что говорит об ограниченных возможностях применения методики.

На базе экспериментальных данных рассчитано изменение мощности поглощенного и излучаемого теплового потока внутренней поверхностью футеровки ДСП-6 и мощности безвозвратных тепловых потерь с внешней поверхности печи. В период жидкого металла максимальная мощность поглощенного элементами футеровкой теплового потока достигает 1 МВт, а в периоды холодного простоя максимальная мощность излучения футеровкой приближается к 0,9 МВт. Такие большие значения мощности тепловых потерь в футеровку говорят о существенном влиянии футеровки на энергетические характеристики процесса плавки в ДСП.

Исследования показали, что распределение температуры по толщине футеровке не является стационарным, поэтому расчет тепловых потерь по общепризнанной методике с использованием стационарного уравнения

теплопроводности <?= 1 не дает точных результатов. Так

Ч0 + сх(0

расчётная плотность теплового потока для нижнего пояса стен составляет д=9,2 кВт/м2, что в два раза превышает реальную.

Рис. 7. Зависимость плотности поглощенного футеровкой стенки потока от её высоты (маркеры - экспериментальные значения)

- 15В то же время установлено, что принцип стационарной теплопроводности может быть использован не для текущей температуры футеровки, а для средних температур за цикл плавки (рис. 8), в связи с этим предложено рассчитывать безвозвратные тепловые потери через футеровку методом стационарной теплопроводности с граничным условием I рода на внутренней поверхности - средней температурой поверхности за цикл

плавки (820 °С для ДСП-6) и уточненным коэффициентом теплоотдачи на внешней поверхности - граничное условие III рода. В результате получено, что плотность теплового потока равна #=4,68 кВт/м2, которая отличается от средней экспериментальной плотности теплового потока за цикл плавки на 6,4 %. Одной из важнейших характеристик современных дуговых сталеплавильных печей (ДСП) всех типов является расход электроэнергии на тонну жидкого металла, который определяется значением КПД дуг. В результате экспериментальных исследований энергетики ДСП-6 выявлены закономерности изменения КПД дуг в ходе плавки. КПД дуги определяется отношением общего и электрического КПД r\a ~ ^06,11 Г общий

КПД, в свою очередь, равен отношению приращения энтальпии металла к

АИ*.

затраченной электроэнергии г\(>0щ р - . КПД дуг для периода рас-

^расп

плавления - 0.8, для периода доплавления - 0.22 и для периода нагрева после простоя - 0.2. Приведенные КПД дуг в период жидкого металла значительно меньше значений КПД, полученных в результате анализа мощных крупнотоннажных ДСП. В литейных печах ток дуги невелик и мениск металла под дугой мал, а иногда и вовсе отсутствует, ч го, вероятно, приводит к значительному излучению в рабочее пространство и к дополнительным потерям.

В качестве одного из инструментов анализа и оптимизации режимов широко применяются «рабочие характеристики» печей. Существенным недостатком существующей методики расчёта рабочих характеристик, является допущение о независимости от тока тепловых потерь, в качестве которых принимаются безвозвратные тепловые потери через футеровку. Однако такие потери лишь опосредованно характеризуют энергетику печи. Основным источником тепловой энергии в ДСП являются дуги, сле-

0 50 100 150 200 250 300 —*—taMn--**— tcp х, мм

Рис. 8. Зависимост ь амплитуды колебаний и средней температуры от толщины футеровки

довательно, при анализе работы необходимо рассматривать тепловые потери дуг, включающие в себя все виды тепловых потерь.

Тепловые потери дуг есть разность мощности излучения столбов дуг и мощности излучения, которая идет непосредственно на нагрев металла Рдпот = рст ~ ?ме • Мощность нагрева металла складывается из мощности излучения на поверхность металла и мощности излучения на мениски от дуг. Мощность излучения на поверхность металла есть сумма мощности 4

облучения дугами, поверхностями футеровки, переотражением излучения дуг и поверхностей, газом Р„ ме = Рд „ ме + Рп „ + Ртр „ ме + Рг „ ме. Излучение дуги на поверхность металла определяется как ^

q _ РдХ 10„щ ^шф) ехр^_^ ^ Мощность облучения дугами поверх-к -Г-1д

ности металла определяется интегрированием поглощенной плотности излучения по поверхности металла Рдповме = ¡§9 опт ^<ас1г . Излучение

г а

дуги на поверхность мениска

Я = - —(сОЯф([3 + 5т рС05р(р, -р2))-51П ф^Ш2 р, -вШ2 [32)), где 2-71 ■ г ■

Ф = - а - угол между нормалью к площадке и кратчайшим расстоянием

до дуг г; р = р, + р2 - угол, который образует дуга на расчётную точку; Р, - угол между кратчайшим расстоянием до дуги и верхним торцом дуги; р2 - угол между кратчайшим расстоянием до дуги и нижним торцом дуги. Мощность излучения на поверхность мениска определяется интегрированием плотности от дуги по боковой поверхности мениска. Суммарная мощность облучения поверхности металла дугами, поверхностями футеровки, переотражением и газом определяется решением сопряженной задачи теплообмена дуг, футеровки и окружающей среды.

Таким образом, тепловые потери дуг зависят от тока, так как мощность излучения дуги является функцией тока дуги и длины дуги.

На рис. 9 приведены электрические и рабочие характеристики с учетом зависимости мощности тепловых потерь дуги от тока. Характер изменения мощности тепловых потерь дуг Рпот совпадает с характером из- I менения мощности дуг Ра, но имеет сдвинутый экстремум. Экстремумы коэффициента износа футеровки Я( и мощности тепловых потерь Рпт довольно близко расположены друг к другу, что подтверждает связь тепловых потерь дуг с их излучательной способностью и достаточно высокую информативность эмпирического коэффициента.

6) 6) 1) 2)

Рис. 9. Электрические (а) и рабочие (б) характеристики ДСП-6 с учетом зависимости тепловых потерь от тока (1) и напряжения (2) для периода жидкого металла

(нагрев 1500-1700 °С)

Характер изменения производительности g и времени плавления / совпадает с традиционной методикой, однако экстремумы, а значит и рабочие режимы сдвинуты в зону ббльших значений тока. Характер изменения расхода электроэнергии и общего КПД г] отличаются от зависимостей, полученных по традиционной методике расчёта рабочих характеристик. Так, с увеличением вторичного тока I КПД по традиционной методике падает от максимального значения в зоне номинальных токов до нуля при коротком замыкании.

Согласно методике учета зависимости тепловых потерь от тока общий КПД возрастает с увеличением тока и имеет экстремум в правой части характеристики мощности дуги от тока, приближенный к режиму максимума КИН. Это подтверждает известный вывод о возможности оптимизации режима нагрева жидкого металла с помощью использования эмпирического коэффициента КИН (или КИД).По методике с учетом зависимости тепловых потерь дуги от тока при номинальном вторичном токе трансформатора I =8200 А и работе на шестой ступени напряжения трансформатора в период нагрева жидкого металла общий КПД ДСП-6 равен 0.18, расход электроэнергии 230 кВт ч, что совпадает с зоной разброса экспериментальных данных по КПД и расходу электроэнергии, полученных в результате энергетических экспериментов на ДСП при тех же

режимах, показанных на рис. 9 (1) маркерами. В то же время значения КПД, полученные по рабочим характеристикам с постоянством тепловых потерь от тока, завышены, расход электроэнергии занижен и не соответствуют реальным данным.

Эффективным инструментом оптимизации режима являются электрические и рабочие характеристики в зависимости от напряжения трансформатора, построенные для номинального тока (рис. 9 (2)). Их анализ показывает, что с увеличением напряжения наблюдается рост всех электрических параметров. Рост производительности при достижении напряжения 80-90 В и далее происходит незначительно, однако расход электроэнергии возрастает почти по линейному закону. Следовательно, в период жидкого металла невыгодно работать на высоких напряжениях дуг, так как с увеличением напряжения происходит рост их длины и увеличиваются тепловые потери. Оптимальным рабочим напряжением ДСП-6 в период жидкого металла следует считать напряжение около 100 В. Рассмотренные характеристики от тока и напряжения показывают, что:

- ДСП-6 требует ббльших номинальных токов, что позволяет и конструкция токоподвода, и используемый диаметр электрода. В связи с этим, более эффективным является использование трансформатора ЭТЦП-10000/10 с номинальным током 14,5 кА.

- повышение рабочего тока, с одновременным снижением рабочего напряжения, является эффективным методом повышения технико-экономических характеристик печи в период нагрева жидкого металла.

Полученные данные переданы ООО «Промтрактор-Промлит» и использованы для оптимизации режимов плавки стали и чугуна.

Предложенная модель позволяет проводить расчёты рабочих характеристик: печей литейного класса для оптимизации энергетических и экономических показателей, действующих печей литейного класса при их модернизации для прогноза характеристик нововведения, расчёт ожидаемых параметров проектируемой ДСП литейного класса.

В пятой главе исследовано влияния холодных и горячих простоев на энергетику ДСП литейного класса.

Рассмотрено распределение температуры в течение длительного простоя, в качестве которого выбран простой печи в нерабочий день. При анализе изменения температуры элементов печи за начальный момент времени был принят момент слива металла последней плавки. Температурные поля получены в результате интерполяции экспериментальных температурных данных. Изменения температуры отдельных точек по толщине нижнего пояса стен во время простоя показано на рис. 10.

1 - 0 час, 2 -1 час, 3 - 2 час 4 - 5 час 5 -10 час 6 -16 час, 7 - 26 час

В начале простоя происходит интенсивное охлаждение внутренней поверхности всех элементов футеровки. С увеличением времени простоя скорость охлаждения снижается, температура внутренних слоев футеровки падает вследствие теплопроводности во внешние слои.

Изменение энтальпии футеровки без шихты в

Рис. 10. Изменение температуры по толщине стены для различных моментов времени длительного простоя, нижний пояс стен

длительный простой показано на рис. П. Процесс остывания футеровки стен, свода и подины происходит с различными скоростями. Изменение энтальпии подины определяет изменение суммарной энтальпии футеровки печи в длительных простоях. Из кривых изменения энтальпии можно оценить инерционность и постоянную времени элементов футеровки и печи в целом.

Значительные потери тепла футеровкой в длительный простой вносят дополнительные затраты электроэнергии на расплавление и нагрев металла в плавках, следующих после длительного простоя, так как часть теплового излучения электрических дуг будет идти на нагрев футеровки.

Различие изменения энтальпии футеровки в простоях с шихтой и без шихты в равные моменты времени определяет количество тепла, которое идет на нагрев шихты Нш (т) = Нпр (т)- Нпр ю (т). Полученная зависимость изменения энтальпии шихты показана на рис. 12. Средняя температура шихты может достигать 120°С, а переданная футеровкой энтальпия -146 кВт-ч.

Анализ полученных данных показывает, что процесс нагрева шихты имеет экстремальный характер, т.е. наступает такой момент времени (около 200 мин), когда нагрев прекращается и далее идёт остывание шихты вместе с футеровкой.

т час

20

1 - стены, 2 - свод 3 - подина, 4 - сумма

Рис. 11. Изменение энтальпии футеровки ДСП-6 в длительный простой

Энергосбережение электроэнергии при изменении энтальпии шихты в

простой на ДНш со-

Н, кВтч t. *С

160

ш пр

Л.Т,

Л иг "Р

ставляет Д \¥э 3 =---- ,

следовательно, относительный расход электроэнергии (относительно расхода за всю плавку)

О 50 100 150 т, мин

Рис. 12. Изменение энтальпии (Н) и температуры (t) шихты в течение холодного простоя

Д W,3=-

АН,

т пр

АН

ш пр

Л общ У^Э.Э

W,

теор

. Отсюда нагрев шихты в простой до 146 кВт-ч равноценен сбережению электроэнергии на 6% за полный цикл плавки.

Основной задачей при анализе энергетических ущербов в простоях является установление связи между снижением энтальпии футеровки и дополнительным расходом электроэнергии. Получено, что дополнительный расход электроэнергии ДЖ, при снижении энтальпии футеровки

ДНф равен AW3 =

АН,

Ф

. Восполнение тепла футеровки преимуще-

Лэ(1-Ло)'

ственно происходит в период доплавления и жидкого металла, отсюда г|0=О,2 (Глава 4), электрический КПД для рабочего режима г)э =0,89, следовательно, коэффициент, связывающий дополнительный расход электроэнергии и потери тепла футеровкой, равен 0,71.

Установлено, что за 26 часов длительного простоя происходит потеря 2861 кВт-ч энергии энтальпии футеровки, следовательно, в плавках после длительного простоя, необходимо будет затратить 4029 кВт-ч энергии.

Отключение печи на время ограничения электроэнергии приводит к снижению энтальпии печи, которую необходимо восполнять на следующих плавках. Необходимый дополнительный расход электроэнергии при простое в утреннее ограничение составляет 990 кВт-ч, в вечерний простой - 1900 кВт-ч, всего 2890 кВт-ч. При 20 рабочих сутках в месяц эта дополнительная электроэнергия составляет 57800 кВт-ч. Недовыпуск металла в течение простоев на ограничение электроэнергии вызывает снижение производительности печи до 20%. Причем данный расчет дает заниженную оценку ущерба, так как, простои не равны 6 часам в сутки, а несколько больше, что связано с несовпадением технологического цикла работы печей с графиком ограничений. Кроме того, значительный простой печи за время ограничения изменяет ход процесса плавления металла на плавках после снятия ограничения.

В случае, если печь отключается на время ограничения, при рациональном ведении кампании плавок с подгоном окончания плавки под начало периода ограничения мощности возможно использование аккумулированного тепла футеровки для уменьшения энергетических затрат на расплавление шихты. Удельный расход электроэнергии при работе ДСП-6 без ограничений электроэнергии составляет 603 кВт ч/т за период расплавления и 928 кВт ч/т за полный цикл плавки.

Выводы.

В работе представлены результаты экспериментальных и теоретических исследований особенностей тепловой работы ДСП литейного класса в плавках и в простоях и анализ энергетических характеристик с целью оптимизации процесса производства жидкого металла в ДСП. Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы.

1. Впервые экспериментально было получено трехмерное поле температур и тепловых потоков в футеровке ДСП в течение плавок и в простоях, позволяющее анализировать закономерности тепловой работы ДСП литейного класса.

2. Впервые количественно на базе экспериментальных исследований определены характеристики волновых процессов в футеровке ДСП.

3. Введены понятия динамического и квазистатического теплового слоя футеровки. Показано, что изменение тепловых потоков и энтальпии происходит преимущественно в динамическом слое, который определяет изменение энтальпии футеровки в целом в течение плавки. Определено изменение толщины динамического слоя в ходе плавки, средняя толщина динамического слоя за плавку составляет lötw =115-И 19 мм.

4. Большая мощность поглощенного теплового потока в период жидкого металла (до 1 МВт для ДСП-6) подтверждает значительное влияние футеровки на частные энергетические балансы ДСП. Существенная мощность излучения футеровки после выката ванны и открытия свода (до 0,9 МВт) говорит о необходимости сокращения времени технологических простоев с целью минимизации энергетических ущербов и скорейшей завалки шихты для максимального использования тепла, отходящего от футеровки.

5. На базе экспериментальных трехмерных температурных полей рассчитано изменение энтальпии футеровки ДСП-6 в плавках и в простоях.

6. Разработана методика определения безвозвратных тепловых потерь через футеровку на базе стационарной теплопроводности с граничным условием I рода на внутренней поверхности - средней температурой внутренней поверхности за цикл плавки и уточненным коэффициентом теплоотдачи на внешней поверхности - граничное условие III рода.

7. Разработана математическая модель теплообмена в ДСП между дугой, футеровкой и окружающей средой путем сопряжения тепловых потоков рабочего пространства и процессов теплопередачи в футеровке.

Показано, что применение математической модели позволяет повысить точность расчётов.

8. Разработана математическая модель определения тепловых потерь дуг, как интегральной характеристики всех потерь, и изучены потери дуги от тока, что позволило получить рабочие характеристики с учетом зависимости тепловых потерь дуг от тока. Доказана физическая основа эмпирических коэффициентов износа футеровки Rf и интенсивности нагрева КИН и их высокая информативность. Предложенные с их использованием режимы печей № 4 и 6 ЛЦ-2 на ООО «Промтрактор-Промлит» позволили увеличить производительность на 0,6 т/ч - 0,7 т/ч и снизить удельный расход электроэнергии на 94 кВт-ч/т - 108 кВт ч/т. Рассмотренные электрические и рабочие характеристики ДСП-6 показывают, что оптимальный рабочий режим смещен от номинального тока трансформатора печи ЭТЦПК-6300/10-72 в сторону больших токов, следовательно, необходимым является использование трансформатора с ббльшим номинальным током, например ЭТЦП-10000/10. Адекватность модели оценена сравнением рабочих характеристик с результатами экспериментальных исследований общего КПД печи и расхода электроэнергии.

9. Для восполнения потерь энтальпии футеровки после длительного простоя в последующие плавки необходимо дополнительно затратить до 4029 кВт-ч электроэнергии, что составляет 16118 кВт-ч в месяц. Одновременно с потерей 12 рабочих смен в месяц происходит недовыпуск металла в объеме до 13 %. Сокращение длительности простоев в цехе ЛЦ-2 ООО «Промтрактор-Промлит» позволяет сэкономить до 330 кВт ч электроэнергии за плавку.

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях:

1. Миронов Ю.М., Петров В.Г. К расчёту тепловых процессов в дуговых печах. Сборник тезисов Всероссийской научной конференции. МЭИ, Москва, 2000. С. 34-35.

2. Петров В.Г. Расчёт тепловых процессов в дуговых печах. Сборник тезисов Международной научно-технической конференции «Проблемы энергосбережения, теплообмена в электротермических и факельных печах и топках». ТГПУ, Тверь, 2001. С. 48-50.

3. Миронов Ю.М., Петров В.Г. Разработка математической модели процессов теплообмена. Известия Национальной Академии наук и искусств Чувашской республики. №5,2001. С. 21-30.

4. Миронов Ю.М. Петров В.Г. Влияние простоев дуговых сталеплавильных печей на энергетические ущербы. Сборник тезисов докладов Поволжской научно-практической конференции «Электротехника и энергетика Поволжья на рубеже тысячелетий». ЧГУ, Чебоксары, 2001. С. 5355.

-235. Ананьин Ю.П., Миронов Ю.М., Петров В.Г. Экспериментальное исследование распределения температур по футеровке в футеровке дуговых сталеплавильных печей литейного класса. Труды Академии электротехнических наук Чувашской республики. Чебоксары, №1,2003. С. 12-20.

6. Ананьин Ю.П., Петров В.Г, Михадаров Д.Г., Смирнова Е.Ю. Исследование скорости нагрева металла в дуговых сталеплавильных печах литейного класса. Труды Академии электротехнических наук Чувашской республики. Чебоксары, №1, 2003. С.33-36.

7. Петров В.Г. Закономерности энергетики дуговых сталеплавильных печей. Труды Академии электротехнических наук Чувашской республики. Чебоксары, №3, 2003. с. 45-47.

8. Миронов Ю.М., Петров В.Г. Закономерности тепловых полей в футеровке ДСП. Тезисы докладов У1-ой международной конференции "Электромеханика, электротехнологии и электроматериаловедение", МКЭЭЭ-2004. Алушта, 2004. С. 42-43.

Подписано в печать 27.05.2005. Формат 60x84/16. Печать оперативная. Бумага писчая. Усл.-печ.л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ № 219.

Отпечатано в типографии Чувашского государственного университета 428015, г. Чебоксары, Московский пр., 15.

8678

РНБ Русский фонд

2006-4 16199

ВВЕДЕНИЕ.

1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ И ТЕПЛОВАЯ РАБОТА ДСП ЛИТЕЙНОГО КЛАССА.

1.1. Современное состояние развития дуговых сталеплавильных печей.

1.2. Особенности энергетики ДСП, энергетические балансы, методы анализа и оптимизации режимов.

1.3. Простои в ДСП.

1.4. Тепловые исследования ДСП.

1.5. Исследования КПД дуг ДСП.

1.6. Задачи исследований.

2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ДСП.

2.1. Методика тепловых экспериментов на ДСП-6.

2.2. Математические модели теплообмена в ДСП.

3. АНАЛИЗ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ФУТЕРОВКИ ДСП В КВАЗИСТАЦИОНАРНОЙ ПЛАВКЕ.

3.1. Температура отдельных точек футеровки.

3.2. Температурные поля в футеровке.

3.3. Тепловые потоки в футеровке.

3.4. Тепловые слои футеровки.

3.5. Волновые процессы в футеровке ДСП.

3.6. Исследование изменения энтальпии футеровки.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ДУГИ И ФУТЕРОВКИ ДСП.

4.1. Математическая модель теплообмена дуг, футеровки ДСП и окружающей среды.

4.2. Исследование тепловых потерь ДСП.

4.3. Рабочие характеристики ДСП.

5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ХОЛОДНЫХ И ГОРЯЧИХ ПРОСТОЕВ НА ЭНЕРГЕТИКУ ДСП ЛИТЕЙНОГО КЛАССА.

5.1. Температура отдельных точек футеровки.

5.2. Температурные поля футеровки в длительный простой.

5.3. Энтальпия футеровки в простоях.

5.4. Анализ энергетических ущербов ДСП.

Актуальность проблемы. Дуговая сталеплавильная печь (ДСП) является одним из основных агрегатов для производства жидкого металла. В последние 50-60 лет наблюдается большой прогресс в области электропечной металлургии. Развитие печей происходит, в основном, за счет создания большегрузных печей сверхвысокой мощности для металлургического производства. Отличительной их особенностью является наличие в футеровке стен и свода водоохлаждаемых элементов футеровки. Однако печам литейного класса (емкостью 340 т, сливающим в заливочный ковш) с керамической футеровкой уделяется недостаточное внимание. Массовое их распространение и использование требует уточненного подхода к анализу энергетических характеристик с целью оптимизации процесса производства металла и снижения энергопотребления.

Исследования тепловой работы ДСП проводились В.Е Швабе, С.И Тельным, Н.В. Окороковым, А.Н. Соколовым, В.Д. Смоляренко, JI.E. Никольским, Ю.Н. Тулуевским, А.В. Егоровым, И.И. Игнатовым, А.Н. Макаровым и др., однако вопросы эффективной работы ДСП литейного класса изучены недостаточно полно. Главным атрибутом литейной печи является керамическая футеровка, которая характеризует основные отличия и особенности по сравнению с мощными и сверхмощными большегрузными печами.

Основным инструментом анализа эффективности работы ДСП является энергетический баланс. При составлении энергетического баланса ДСП потерями на изменение энтальпии футеровки пренебрегают. В то же время при составлении энергетического баланса за отдельные периоды плавки необходимым является не только учет тепловых потерь, но и потерь на изменение энтальпии футеровки, учет подогрева шихты теплом футеровки.

ДСП являются периодическим агрегатами, следовательно, неизбежны энергетические потери вследствие простоев, в большей мере выраженных на литейных печах. Устоявшееся мнение о необходимости отключения печей в периоды максимума нагрузки не подкреплено исследованиями потерь энтальпии футеровки, а в некоторых случаях и потерь энтальпии жидкого металла.

Распространенным методом оптимизации режимов является метод рабочих характеристик, которому присущ существенный недостаток - допущение о независимости тепловых потерь от режима печи, что не соответствует действительности на литейных печах. В качестве тепловых потерь в футеровку необходимо учитывать тепловые потери на изменение энтальпии и тепловые потери с поверхности футеровки.

В математических моделях теплообмена в ДСП указанных выше авторов не рассмотрены вопросы анализа теплообмена между дугами и футеровкой с учетом теплопередачи через футеровку.

Таким образом, вопросы тепловой работы футеровки литейных печей, её влияние на тепловые потери и энергетическую эффективность изучены недостаточно полно.

Цель работы: исследование особенностей тепловой работы литейных печей в ходе плавок, при простоях и анализ их влияния на энергетические характеристики для оптимизации работы ДСП.

Положения, выносимые на защиту.

1. Результаты экспериментальных исследований трехмерных тепловых полей футеровки ДСП в различные периоды плавки и во время простоев, которые позволили получить характер изменения энтальпии футеровки ДСП и её влияние на энергетику и технологию плавки.

2. Методика расчета безвозвратных тепловых потерь через футеровку ДСП.

3. Математическая модель теплообмена в ДСП между дугами, футеровкой и окружающей средой, на базе которой построены рабочие характеристики с учетом зависимости тепловых потерь от тока.

4. Энергетические ущербы ДСП в холодных и горячих простоях.

Научная новизна.

1. Впервые экспериментально были получены трехмерные поля температур и тепловых потоков в течение плавок и в простоях, позволяющие анализировать закономерности тепловой работы ДСП литейного класса.

2. Введены понятия динамического слоя с переменным тепловым полем в ходе плавки и квазистатического слоя, изменение теплового поля в котором в течение плавки незначительно.

3. На базе экспериментальных исследований впервые количественно определены характеристики волновых тепловых процессов в футеровке ДСП.

4. Разработана математическая модель теплообмена в ДСП между дугами, футеровкой и окружающей средой путем сопряжения задачи тепловых потоков рабочего пространства и теплопередачи через футеровку. На базе методики получена зависимость тепловых потерь дуг от тока, что позволило построить рабочие характеристики с учетом зависимости мощности тепловых потерь от тока.

5. Из анализа изменения энтальпии футеровки во время технологических и длительных простоев предложена методика определения энергетических ущербов в простоях различной длительности.

Методы исследований и достоверность результатов. Экспериментальные исследования проводились современными методами с анализом метрологических погрешностей. При обработке результатов экспериментальных изысканий и в теоретических исследованиях широко применялись современные математические методы в сочетании с компьютерными технологиями. Достоверность полученных результатов определялась параллельными расчётами различными методами и сравнением результатов расчёта с экспериментальными данными.

Практическая ценность.

1. Совершенствование методик расчета ДСП литейного класса для определения их параметров и оптимизации режимов.

2. Анализ путей и методов снижения энергетических потерь при производственных процессах в ДСП по различным технологическим вариантам.

Использование результатов работы.

1. Результаты работы использованы ООО «Промтрактор-Промлит» при разработке рекомендаций по оптимизации режимов работы дуговых печей ДСП-6, которые позволили увеличить часовую производительность от 0,6 до 0,7 т/ч и снизить удельный расход электроэнергии от 94 до 108 кВт-ч/т.

2. Предложена методика анализа организационных мероприятий с целью минимизации энергетических ущербов.

3. По результатам работы усовершенствованы методики курсового и дипломного проектирования по специальности 640605 «Электротехнологические установки и системы» на кафедре Автоматизированных электротехнологических установок и систем Федерального государственного учреждения высшего профессионального образования «Чувашского государственного университета имени И.Н. Ульянова».

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы обсуждались на Итоговых конференциях ЧГУ, на Международной научно-технической конференции «Проблемы энергосбережения, теплообмена в электротермических механизмах и факельных печах» (Тверь, 2001), на Поволжской научно-практической конференции «Электротехника и энергетика Поволжья на рубеже тысячелетий» (Чебоксары, 2001), 1-ой конференции молодых специалистов Чувашской республики (Чебоксары, 2003), VI-ой международной конференции "Электромеханика, электротехнологии и электроматериаловедение", МКЭЭЭ-2004 (Алушта, 2004 г.).

Публикации. Результаты работы отражены в 8 печатных трудах. Структура и объем работы

Диссертация состоит из введения, пяти основных глав, заключения, приложения, выполнена на 140-а страницах, содержит 68 рисунков, 15 таблиц, перечня литературы из 133 наименований.

Выводы по главе.

1. Исследованы температурные поля в футеровке ДСП в длительные простои. Определено, что за 26 часов происходит практически полное остывание футеровки стен и свода. Температура середины футеровки свода по толщине падает до 30°С, а стен - до 60°С. Конечная температура середины подины по толщине достигает лишь 350°С.

2. Рассчитано изменение энтальпии в течение холодного простоя. За время длительного простоя футеровка свода и стен полностью теряет энтальпию, подина - примерно половину энтальпии на момент слива металла последней плавки. За 26 часов происходит потеря 2861 кВт-ч энергии энтальпии футеровки ДСП-6. В плавках после длительного простоя для восполнения энтальпии футеровки необходимо будет затратить 5722 кВт-ч энергии, что примерно равно расходу электроэнергии за одну дополнительную плавку.

3. Исследовано взаимодействие между шихтой и футеровкой в холодном простое. Показано, что за время трехчасового простоя происходит подогрев шихты на 120 кВт-ч/т, что равноценно сбережению электроэнергии на 6 % за полный цикл плавки.

4. Определены энергетические ущербы в холодных и горячих простоях. Уменьшение длительности простоев с существующих в цехе ЛЦ-2 ООО «Промтрактор-Промлит» до минимальных позволяет сэкономить до 327 кВт-ч за плавку.

5. Для восполнения потерь энтальпии футеровки в длительный простой в последующие плавки необходимо затратить 4029 кВт-ч., что составляет в месяц 16118 кВт-ч или 2,5 % всего расхода электроэнергии печью за месяц. Одновременно с потерей 12 рабочих смен в месяц происходит недовыпуск металла в размере 13 %.

6. Установлено, что дополнительный расход электроэнергии при двухчасовом простое в утреннее ограничение достигает 990 кВт-ч и в четырехчасовой в вечерний простой - 1900 кВт-ч, всего - до 2890 кВт-ч. При 20 рабочих сутках в месяц дополнительный расход электроэнергия составит 57800 кВт-ч. Недовыпуск металла вызывает снижение производительности печи в размере 19 %.

- 122-ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе представлены результаты экспериментальных и теоретических исследований особенностей тепловой работы ДСП литейного класса в плавках и в простоях и анализ энергетических характеристик с целью оптимизации процесса производства жидкого металла в ДСП.

Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы.

1. Впервые экспериментально было получено трехмерное поле температур и тепловых потоков в футеровке ДСП в течение плавок и в простоях, позволяющее анализировать закономерности тепловой работы ДСП литейного класса.

2. Впервые количественно на базе экспериментальных исследований определены характеристики волновых процессов в футеровке ДСП.

3. Введены понятия динамического и квазистатического теплового слоя футеровки. Показано, что изменение тепловых потоков и энтальпии происходит преимущественно в динамическом слое и определяет изменение энтальпии футеровки в целом в течение плавки. Теплопроводность в квазистатическом слое квазистационарна и определяет тепловые потери с внешней поверхности (кожуха). Определено изменение толщины динамического слоя в ходе плавки, средняя толщина динамического слоя за плавку составляет /.,.,. =115-^119 мм.

4. Большая мощность поглощенного теплового потока в период жидкого металла (до 1 МВт для ДСП-6) подтверждает значительное влияние футеровки на частные энергетические балансы ДСП, так как при составлении частного баланса необходимо учитывать потери в футеровку. Существенная мощность излучения футеровки после выката ванны и открытия свода (до 0,9 МВт) говорит о необходимости совращения времени технологических простоев с целью минимизации энергетических ущербов и скорейшей завалки шихты для максимального использования тепла, отходящего от футеровки.

5. На базе экспериментальных трехмерных температурных полей рассчитано изменение энтальпии футеровки ДСП-6 в плавках и в простоях. Энтальпия футеровки ДСП-6 от точки минимума в период расплавления до максимума в момент слива металла увеличивается па 761 кВт-ч, что составляет около 14% от среднего расхода электроэнергии ДСП-6 за цикл плавки.

6. Разработана методика определения безвозвратных тепловых потерь через футеровку на базе стационарной теплопроводности с граничным условием I рода на внутренней поверхности - средней температурой поверхности за цикл плавки (820 °С) и уточненным коэффициентом теплоотдачи на внешней поверхности - граничное условие III рода. Характеристика уточненного коэффициента теплоотдачи более крутая по сравнению с коэффициентом, рассчитанным по традиционной формуле. Даже с допуском ±20% расчетный коэффициент теплоотдачи минимум в два раза меньше экспериментального.

7. Разработана математическая модель теплообмена в ДСП между дугой, футеровкой и окружающей средой путем сопряжения тепловых потоков рабочего пространства и процессов теплопередачи и футеровке. Показано, что применение математической модели позволяет повысить точность расчётов.

8. Разработана математическая модель определения тепловых потерь дуг, как интегральной характеристики всех потерь, и изучены потери дуги от тока, что позволило получить рабочие характеристики с учетом зависимости тепловых потерь дуг от тока. Доказана физическая основа эмпирических коэффициентов износа футеровки Ry и интенсивности нагрева КИН и их высокая информативность. Предложенные с их использованием режимы печей № 4 и 6 с увеличенными рабочими токами позволили повысить часовую производительность на ООО «Промтрактор-Промлит» от 0,6 т/ч до 0,7 т/ч и снизить удельный расход электроэнергии от 94 кВт-ч/т до 108 кВгч/т. Рассмотренные характеристики ДСП-6 от тока и напряжения показывают, что оптимальный рабочий режим смещен от номинального тока трансформатора печи ЭТЦПК-6300/10-72 в сторону больших токов, следовательно, необходимым является использование трансформатора с большим номинальным током, например ЭТЦП-10000/10. Адекватность модели оценена сравнением рабочих характеристик с результатами экспериментальных исследований общего КПД печи и расхода электроэнергии.

9. За время длительного простоя печи футеровка свода и стен полностью теряет энтальпию, подина - примерно половину энтальпии на момент слива металла последней плавки. Для восполнения потерь энтальпии футеровки после длительного простоя в последующие плавки необходимо дополнительно затратить до 4029 кВт-ч электроэнергии, что составляет 16118 кВт-ч в месяц. Одновременно с потерей 12 рабочих смен в месяц происходит недовыпуск металла в размере до 13 %. Сокращение длительности простоев в цехе ЛЦ-2 ООО «Промтрактор-Промлит» позволяет сэкономить до 330 кВтч электроэнергии за плавку.

- 124

1. Игнатов И.И. Теория и расчёт энергетических параметров и режимов дуговых печей. Диссертация на соискание учёной степени доктора технических наук. М., 1987.

2. Миронова А.Н. Миронов Ю.М. Энерготехнологическая эффективность дуговых сталеплавильных печей: Учеб.пособие/Под ред.Ю.М. Миронова.Чебоксары:Изд-во чуваш, унта,1999.-154 е.: илл.

3. Макаров А.Н., Свенчанский А.Д. Оптимальные тепловые режимы дуговых сталеплавильных печей. // М.: Энергоатомиздат, 1992.: ил. (Б-ка электротермиста; Вып. 79)

4. Расчёт мощности и параметров электропечей чёрной металлургии. Егоров А.В. Учеб. пособие для вузов. // М.: Металлургия, 1990. 280 с.

5. Никольский Л.Е., Смоляренко В.Д., Кузнецов Л.Н. Тепловая работа дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия, 1981.

6. Смоляренко В.Д., Кузнецов Л.Н., Курлыкин В.Н. // Электротермия, 1971, вып. 112113, с. 15-17 с илл.

7. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат, 1981.

8. Автоматизация контроля и управления электросталеплавильными установками. Пирожников В. Е., Каблуковский А. Ф. М., «Металлургия», 1974, 208 с.

9. Теплообмен в дуговых сталеплавильных печах: Учебное пособие /А.Н. Макаров, Тверь: ТГТУ, 1998. 184 с.

10. Окороков Н.В. Дуговые сталеплавильные печи. // М.: Металлургия, 1971, 344 с.

11. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: Справочное пособие. М.: Энергоатомиздат, 1990.-367 е.: ил.

12. The Iron and Steel Society's 2000 Annal Statistical Review and Membertship Directory. ISS, 2000.218 р.

13. Н.Еланский Д.Г. Тенденции развития электросталеплавильного производства // Электрометаллургия. 2001. №5. С. 3-18.

14. Миронов Ю.М., Миронова А.Н. Электрооборудование и электроснабжение электротермических, плазменных и лучевых установок. М.: Энергоатомиздат, 1991.

15. Фукс Г. и др. Современное высокоэффективные электродуговые печи для оснащения сталеплавильных цехов // Электрометаллургия. 1998. №10.

16. Экономия электроэнергии в дуговых сталеплавильных печах / Тулуевский Ю.Н. и др. М.: Энергоатомиздат, 1987.

17. Bernasconi J.M., Klein J.J., Sander В., Vervacke J. // 6th European Electric Steelmaking Conference, Dusseldorf, June 13-15, 1999. P. 10-15.

18. Klein K.H., Greinacher J., Kimmer K. // 6th European Electric Steelmaking Conference, Dusseldorf, June 13-15, 1999. P. 84-90.

19. Nakano H., Uchida S., Arita K., Kuroda H. // 6th European Electric Steelmaking Conference, Dusseldorf, June 13-15, 1999. P. 91-97.

20. Медведев М.И., Еланский Г.Н. // Сталь 2000. №8. С. 75-79.

21. Миерлинг П., Мегер П.,Экспендиллер Б., Шмалле К. // Steel times International (изд. На рус. яз.), май 2000. С. 22-24.

22. Michielan A., Fior A., Lavaroni G. // 6th European Electric Steelmaking Conference, Dusseldorf, June 13-15, 1999. P. 69-72.

23. Степанов В. С. Химическая энергия и эксергия веществ. — Новосибирск: Наука, 1985. —104 с.

24. Лякишев Н.П., Николаев А.В. Энергетические аспекты металлургии стали // Сталь. 2002. №3. С.66-73.

25. Цветков Ю. В., Николаев А. В. Институту металлургии и материаловедения им. А. А. Байкова 60 лет: Сб. науч. тр. — М.: Элиз, 1998. С. 20-40.

26. Лякишев Н. II. // Сталь. 1996. № 9. С. 1 6.

27. Степанов В. С., Степанова Т. Б. Эффективность использования энергии. — Новосибирск: ВО Наука, 1994. — 257 с.

28. Николаев А. В. // Сталь. 1996. № 9. С. 24-28.

29. Электрические промышленные печи: Дуговые печи и установки специального нагрева/Под ред. А.Д.Свснчанского. М.:Энергоатомиздат, 1981.

30. Мурин. Г.А. Теплотехнические измерения. М., Энергия, 1968. 584 с. с ил.

31. Тулуевский Ю.Н., Слободкин Е.М. // Сталь, 1967. №6, с. 506-507. с ил.

32. Окорокон Н.В. Научные доклады высшей школы. М., Металлургия, 1958, №4 с. 261-264. сил.

33. Макаров А.Н., Макаров Р.А., Зуйков P.M. Определение коэффициента полезного действия дуг дуговых сталеплавильных печей трехфазного и постоянного токов // Изв. вузов. Черная металлургия. 2001. №2. С. 12-17.

34. Макаров А.П., Шимко М.Б. Влияние КПД дуг на потребление электроэнергии дуговыми печами // Электротехника. 2002. №7. С. 55-59.

35. Андреев А.А, Никольский J1.E, Окороков Н.В. Датчик температуры футеровки плазменной ДСП // Электротермия. 1976. №168. С. 4.

36. Брон О.Б. Взаимодействие электрической дуги с окружающей средой // Электротехника. 1978. №3. С. 10.

37. Бургманн В. и др. Технология загрузки современных электродуговых печей // Сталь 1999, №4, С. 19

38. Виноградов Л.Р, Пирожников В.Е. Автоматизация выплавки стали в дуговых печах // Электротермия №75-76. С.2. 1968.

39. Гераскин А.В., Минеев Р.В., Михеев А.П. Вероятностно-статистическая обработка данных на ЭВМ при исследовании динамики работы дуговых электропечей // Электротермия. №136. 1973. С.13.

40. Голубев В.Н. Оптимальное регулирование электрических режимов ДСП по теплотехническим характеристикам // Электротермия. 1967. №57. С.24.

41. Давыдов Н.А., Игнатов И.И. Тепловая работа сверхмощных ДСП и определение размеров рабочего пространства печи // Электротехника" 1989. №2. С.53.

42. Данцис Я.Б. и др. Исследование некоторых параметров электрических печных дуг с тепловой изоляцией // Электротермия. 1969 №86. С. 17.

43. Денис Б.Д. Методика определения стадий плавки ДСП. // Электротехника 1985. №2.1. С.7.

44. Дюдкин Д.А. и др. Пути ресурсосбережения при внепечной обработке стали // Сталь. 2002. №3. С.55.

45. Ефроймович Ю.Е. Мощная дуга переменного тока сталеплавильных печей // Электричество. 1954. №3.

46. Ефроймович Ю.Е. Связь между электрическими и тепловыми процессами в дуговых сталеплавильных печах // Электричество. 1962. №9.

47. Ефроймович Ю.Е. К теории регулирования дуговых электросталеплавильных печей // Электричество. 1945. №12. С.52.

48. Ефроймович Ю.Е. Мощная дуга переменного тока сталеплавильных печей // Электричество. 1954. №3. С.33.

49. Ефроймович Ю.Е. Исследование электрических режимов ДСП с помощью модели // Электричество 1959. №8. С.41.

50. Ефроймович Ю.Е. Оптимальные режимы дуговых сталеплавильных печей М.: Металлургия, 1956.

51. Ефроймович Ю.Е. Пирожников В.Е. Закономерности регулирования теплового и электрического режима дуговых сталеплавильных печей // Сталь. 1964. №1.

52. Ефроймович Ю.Е. Пирожников В.Е. Иоффе Ю.С. К вопросу о механизмах горения дуги и теплообмена в электросталеплавильных печах // Электротехника. 1965. №1. С.26.

53. Зинуров И.10. Форма и основные параметры рабочего пространства действующих ДСП // Электротермия. 1970. №95. С.8.

54. Игнатов И.И. Расчет оптимального режима ДСП-100И6 // Электротехника. 1975. №2.1. С.2.

55. Игнатов И.И. Расчет оптимального режима при наличии жидкой металлической ванны//Электротехника. 1987. №8. С.26.

56. Игнатов И.И. Определение нестационарных тепловых нагрузок в ДСП // Электротехника. 1987. №12, С.44.

57. Игнатов И.И. Результаты математического моделирования и расчетов тепловых и электрических параметров ДСП // Электротермия. 1983. №248. СЛ.

58. Игнатов И.И., Курлыкин В.Н. Расчет на математической модели тепловой работы ДСП с ТКГ // Электротермия. 1984. №251. СЛ.

59. Игнатов И.И., Попов А.Н. Математическая модель тепловой работы ДСП // Электротехника. 1979. №11. С.15.

60. Игнатов И.И., Хаинсон А.В. Математическое моделирование электрических режимов ДСП. (100 тонная печь) // Электричество. 1985. №8.

61. Игнатов И.И., Хаинсон А.В. Расчет электрических параметров и режимов ДСП // Электротехника. 1983. №8 С.62.

62. Игнатов И.И., Хаинсон А.В. Математическое моделирование электрических режимов ДСП // Электротехника. 1985. №8. С.69.

63. Казаков О.А., Фарнасов Г.А. и др. Электрическая дуга как линейный источник излучения в тепловых расчетах // Электротермия. 1982. №238. С.6.

64. Казначеенко О.С. Дуговая сталеплавильная печи ДС-6Н1 // Электротермия. 1973. №132 С.7.

65. Каплун М.Я. и др.Определение на модели температурного поля футеровки плавильной печи и токопровода // Электротермия. 1978. №187. С.10.

66. Караев Р.И. Теория открытой электрической дуги большой мощности // Электричество. 1949. №10, С.14.

67. Кузнецов JI.H. Никольский JI.E. Распределение мощности излучения плазмы дуг в сталеплавильной печи // Электротермия. 1975. №152. С.9.

68. Кузнецов J1.H., Никольский JI.E. Распределение излучения стабилизированной дуги постоянного тока в рабочем пространстве сталеплавильной печи // Электротермия. №115. С.11. 1972.

69. Кузнецов JI.H., Никольский JI.E. Тепловая работа сталеплавильной печи со стабилизированными дугами постоянного тока // Электротермия. №129. С.10. 1973.

70. Кузнецов Л.Н., Смоляренко В.Д. Моделирование тепловой работы футеровки 100т ДСП // Электротермия. 1971. №106. С.9.

71. Кузнецов JI.II., Смоляренко В.Д. и др. Особенности измерения температуры внутренней поверхности футеровки ДСП // Электротермия. 1971 №112-113. С. 15.

72. Кулинич В.И. и др. Параметры, определяющие производительность электропечных установок // Сталь. 2002. №5. С.30.

73. Лингарт Ф, Мельцер К. Основные свойства и характеристики высокотемпературных термопар//Электротермия. 1977. №183. С. 19.

74. Лопухов Г.А. Передовые технологии электросталеплавильного производства // Электрометаллургия. 1999. №8.

75. Лопухов Г.А. Состояние и тенденции развития электросталеплавильного производства // Электрометаллургия. 2000. №7. С.35-37.

76. Лякишев Н.П., Николаев А.В. Металлургия стали на пороге третьего тысячелетия // Электрометаллургия. 2003. №1. С.З.

77. Макаров А.Н, Макаров Р.А. Распределение потоков излучения в ДСП и ДППТ в период расплавления / Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1998. №2.

78. Макаров А.Н. Методика расчета КПД дуговых сталеплавильных печей Л Энергосбережение в пром-ти: Межвуз. сборник научных трудов. Тверь: Изд. ТГТУ, 1999.

79. Макаров A.II. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника на параллельные и перпендикулярные плоскости //Теплоэнергетика. 1997. №1.

80. Т. Нархолц, Б. Биллем. Электродуговая печь серии ULTIMATE сталеплавильный агрегат нового поколения // Электрометаллургия. 2005. №4. С. 8-12.

81. Макаров А.Н., Рубцов В.П., Пешехонов В.И., Папков Д.С. Влияние изменения мощности трансформатора на эффективность работы дуговой печи // Электротехника. 1999. №2.

82. Макаров А.Н., Свенчанский А.Д. Расчет отражающей составляющей облученности футеровки от дуг в ДСП // Электротермия. 1983. №243. с.1.

83. Моржин А.Ф., Никольский J1.E. Изучение температурного режима и причин разрушения кладки ДСП // Электротермия. 1963. №11.

84. Однопозев Н.П., Шадрич А.П. Определение тепловых потерь ДСП во время загрузки // Электротермия 1974. №137. С.6.

85. Окороков Н.В. Уточненные рабочие характеристики дуговых сталеплавильных печей //Электричество. 1958. №12.

86. Окороков Н.В., Егоров А.В. Причины выдувания электрической дуги в трехфазной дуговой сталеплавильной печи // Электротермия. 1963. №8.

87. Пирогов В.Л., Спелицин Р.И. Параметры полного заглубления дуг в ванну ДСП для характерных режимов//Электротермия. 1976. №161. С. 15.

88. Пирогов В.А., Спелицин Р.И., Заглубление дуг в ванну сталеплавильной печи // Электротермия. 1977. №175. С.10.

89. Пирожников В.Е., Ефроймович Ю.Е. Влияние электрического режима на геометрические размеры дуги для сталеплавильных печей // Электротехника. №9. 1966.

90. Рубцов В.П., Дмитриев И.Ю., Минеев А.Р. Параметры дугового разряда и их влияние на эфективность работы ЭТУ // Электричество. 2000. №8. С.40.

91. Свенчанский А.Д., Макаров А.Н., Определение тепловых потоков дуг в сталеплавильных печах // Электротермия. 1982. №232. С.6.

92. Смоляренко В.Д. и др. Энергетический баланс ДСП-20 при плавке с добавлением кислорода // Электротермия. 1967. №60.

93. Смоляренко В.Д. и др. Оценка на математической модели стойкости футеровки ДСП // Электротермия. 1978. №193. С.7.

94. Сойфер В.М., Хитрик С.И.К вопросу о рациональном профиле стен кислых ДСП // Электротермия. 1967. №58. С.5.

95. Соколов А.Н. Теплоотдачас поверхности ДСП // Электротермия. №108. 1971. С.10.

96. Соколов А.Н. и др. Контроль электроплавки стали по тепловым характеристикам отходящих газов // Электротермия. 1978. №194. С.10.

97. Сосонкин А.Н., Определение тепловых потерь через кирпичный свод ДСП // Электротермия. №152. 1975. С.7.

98. Сосонкин О.М. Граничные условия замены кладки ДСП охлаждаемыми конструкциями // Сталь. 2001. №11. С.31.

99. Спелицин Р.И. Исследование заглубления электрической дуги в жидкую ванну в условиях высокомощных дуговых сталеплавильных печей // Электротермия. 1975. №12.

100. Спелицин Р.И., Смоляренко В.Д. Правомерность применения закона Кеплера для расчета облученности футеровки ДСП // Электротермия. 1976. №166. С.6.

101. Степанова С.А. Тенденции, проблемы и направления развития металлургического комплекса Российской Федерации // Электрометаллургия. 2001. №1, С.2.

102. Субачев В.В. Исследование теплового баланса 150т УПК // Электротермия. 1984. №259. С.6.

103. Тулуевский Ю.Н. и др. О производительности ДСП при интенсификации процессов плавки // Электротермия. 1974. №253. С. 19.

104. Федорец И.Г. и др. Непрерывный контроль температуры жидкого металла в металлургических агрегатах // Электротермия. 1967. №61, С. 12.

105. Якушева М.Д. и др. Повышение стойкости футеровок металлургических агрегатов // Сталь. 2003. №3. с.22.

106. Миронов Ю.М. Теоретическая электротехника электрических электродных печей: Учеб. пособие. Чебоксары: Изд-во Чуваш. Ун-та. 1997. С 232.

107. Промышленные установки электродугового нагрева и их параметры. Под общ. Ред. Никольского JI.Е. М., «Энергия», 1971.

108. Автоматизация электросталеплавильного производства. Пирожников В.Е. // М.: Металлургия, 1985. 184 с.

109. Егоров А.В, Электроплавильные печи черной металлургии. Учебник для вузов М.: Металлургия, 1985, 280 с.

110. Электрические промышленные печи: Дуговые печи и установки специального нагрева: Учебник для вузов/ А.Д. Свенчанский, И.Т. Жердев, A.M. Кручинин и др.; Под ред. А.Д. Свенчанского. 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Энергоиздат, 1981. 286 с.

111. Макаров А.Н., Макаров Р.А., Воропаев В.В. Анализ энергетических характеристик высомощных дуговых сталеплавильных печей // Электричество, 2004, №5.

112. Лыков А.В. Тепломассообмен. Справочник. 1978.

113. Китаев Б.И., Тимофеев В.Н., Боковинов Б.А. и др. Тепло и массообмен в плотном слое. 1972.

114. Герцык С.И., Владимиров В.А. Распределение тепловых потоков по поверхности металла электродуговой печи в период жидкой ванны // Сталь. 1998. №1.

115. Теплотехнические расчеты промышленных печей. Мастрюков Б.С. Изд-во «Металлургия», 1972. С.368.

116. Итоги работы металлургического комплекса России в первом полугодии 2004 года. «Электрометаллургия». 2004 г. №10. С. 30-33.

117. Лозинский О.Ю., Паранчук Я.С. Оптимизация режимов системы управления процессом электросталеплавления в дуговых сталеплавильных печах. «Электротехника». 2004. №6. С. 50-54.

118. Макаров А.Н., Макаров Р.А., Воропаев В.В. Анализ энергетических характеристик высокомощных дуговых сталеплавильных печей // Электричество. 2004. №5. С. 22-25.

119. Швабе B.E. Производство стали в сверхмощных дуговых печах // Черные металлы, 1969. №17. С. 18-22.

120. Швабе В.Е и др. ДСП сверхвысокой мощности // Электротермия. №114. 1971. С.24

121. Шуле Э.Х. Моделирование электрических потерь в стальных конструкциях электропечей // Электротермия. №67. 1968. С.8.

122. Тельный С.И. Некоторые вопросы теории дуговой электрической печи // Электричество. №2. 1947.

123. Тельный С.И. К теории трехфазной дуговой печи с непроводящей подиной // Электричество. №12. 1948.

124. Тельный С.И. Автоматическое регулирование трехфазных дуговых печей // Электричество. №5. 1946.

125. Тельный С.И. Некоторые вопросы теории дуговой электропечи // Электричество №2. 1947.

126. Тельный С.И. Жердев И.Т. Осциллограммы тока и напряжения дуговых электрических печей. // Теория и практика металлургии. №2. 1936.

127. Тельный С.И. Жердев И.Т. Непрерывное горение трехфазной вольтовой дуги. Теория и практика металлургии. №8. 1947.