автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.10, диссертация на тему:Разработка рациональных энергетических параметров токоподвода, дуги и факела топливно-кислородных горелок в дуговых сталеплавильных печах

На правах рукописи

Чернышов Дмитрий Вадимович

РАЗРАБОТКА РАЦИОНАЛЬНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ТОКОПОДВОДА, ДУГИ И ФАКЕЛА ТОПЛИВНО-КИСЛОРОДНЫХ ГОРЕЛОК В ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧАХ

Специальность 05 09 10 - электротехнология

05 14 04 - промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Тверь 2007

003071600

Работа выполнена на кафедре «Электроснабжение и электротехника» Тверского государственного технического университета (ТГТУ)

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Макаров Анатолий Николаевич

Официальные оппоненты

доктор технических наук, профессор Качанов Александр Николаевич, кандидат технических наук доцент Кузьмин Вячеслав Николаевич

Ведущая организация

Санкт-Петербургский государственный Электротехнический университет (ЛЭТИ)

Защита диссертации состоится 25 мая 2007года в 12 час 00 мин в аудитории М-611 на заседании диссертационного совета Д 212 157 02 Московского энергетического института (технического университета) по адресу Москва, ул Красноказарменная, д 13, корп М

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке Московского энергетического инсгитута (технического университета)

Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенных печатью, просим отправлять по адресу Москва, ул Красноказарменная, д 14, Ученый Совет МЭИ(ТУ)

Автореферат разослан 24 апреля 2007 г

Ученый секретарь

диссертационного совета Д212 157 02 к т н , доцент

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Доля электростали в мировом производстве стали ежегодно растет Однако, рост цен на энергоносители во всем мире ставит все более остро вопросы интенсификации плавки стали в дуговых сталеплавильных печах (ДСП), снижения удельного расхода электроэнергии

В работе приведены результаты исследования энергетических режимов высокомощных дуговых сталеплавильных печей вместимостью 100, 150-т Реактор в схемах электропечных установок (ЭПУ) таких печей используется для ограничения токов короткого замыкания во время обвалов шихты Проведенные исследования показали, что регулирование индуктивного сопротивления ЭПУ в процессе выплавки стали оказывает существенное влияние на снижение удельного расхода электроэнергии в ДСП Однако, не все 100, 150-т ДСП имеют регулируемый реактор, что, как показано в работе, снижает их энергоэффективность На введенных после 2000г 150-т ДСП реакторы имеются, но их индуктивное сопротивление не регулируется на протяжении всей плавки, чю также снижает их энергоэффективность Следовательно, проведение исследования влияния и комплексного использования регулируемого индуктивного сопротивления для повышения технико-экономических показателей дуговых сталеплавильных печей в период плавления лома и в жидкие периоды плавки стали актуально

Одним из важнейших параметров, характеризующих работу дуговых сталеплавильных печей, является КПД дуг, который определяет удельный расход электроэнергии и производительность печи Однако, в настоящее время отсутствуют данные влияние высоты шлака на КПД дуги, восполнить этот пробел знаний является одной из задач предоставленного исследования

Для интенсификации процесса плавки стали в мощных печах чаще всего используют топливно-кислородные горелки (ТКГ) Однако в настоящее время отсутствует надежная методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева Не исследовано влияние размеров, формы, угла раскрытия факела на теплообмен с поверхностями нагрева, однако именно эти параметры определяют эффективность работы горелки и расход топлива

Целью диссертационной работы является разработка рациональных энергетических параметров токоподвода, дуги и факела для снижения удельного расхода электроэнергии и времени плавки стали в дуговых сталеплавильных печах

Для достижения поставленной цели в работе были решены следующие задачи

• проведено исследование влияния индуктивного сопротивления электропечной установки на статистические и технико-экономические показатели работы дуговых сталеплавильных печей в период расплавления лома и жидкие периоды плавки стали,

• осуществлены расчеты коэффициента полезного действия дуги при различных электрических, тепловых, шлаковых режимах в период окончания расплавления и жидкого периода плавки стали и установлена зависимость КПД дуги от соотношения высоты заглубления и длины дуги,

• разработана модель факела топливно-кислородных горелок дуговых сталеплавильных печей и метод расчета распределения мощности по объему и длине факела, используемый в расчетах теплообмена в печах,

• разработана методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева. с помощью которой рассчитан рациональный угол раскрытия факела в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками

Методы исследования. При проведении теоретических исследований для отыскания функций для определения локальных угловых коэффициентов излучения электрических дуг использованы методы интегрального исчисления Дта расчета у1ловых коэффициентов излучения дуг, коэффициента полезного действия дуг, тепловых потоков факеча использовались методы математического моделирования на ЭВМ При проведении экспериментальных исследований использованы методы статистического анализа

Обоснованность и достоверность . Научные положения, выводы и рекомендации, представченные в диссертационной работе, аргументированы, их достоверность является установленным фактом Достоверность теоретических результатов подтверждена экспериментально на действующих дуговых сталеплавильных печах, на моделях, а гакже практикой эксплуатации печей Научная новизна работы заключается в следующем

• предложено комплексное использование регулируемого индуктивного сопротивления электропечной установки на протяжении всей плавки с целью снижения удельного расхода электроэнергии и повышения производительности печи за счет снижения колебаний токов дуг, повышения вводимой мощности в период расплавления, поддержания высокого КПД дуг в жидкие периоды плавки стали

• установлена нелинейная зависимость коэффициента полезного действия дуги от соотношения заглубления дуги в металл и шлак к длине дуги,

• предложено осуществлять постоянный мониторинг индуктивного сопротивления, длины дуги, высоты заглубления дуги и корректировать энергетический и шлаковый режимы для поддержания высокого КПД дуги на протяжении всего времени плавки стали,

• разработан метод расчета распределения мощности по объему факела и методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в дуговых сталеплавильных печах,

• предложено в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками использовать горелки с углом раскрытия 23-26 градусов, обеспечивающим снижение тепловых нагрузок на стены и увеличение полезной мощности факела, идущей на нагрев и расплавление металла Основные практические результаты диссертации состоят в том, что

проведенными исследованиями доказана необходимость постоянного мониторинга и корректирования с помощью информационно-измерительной, компьютерной и управляющей систем индуктивного сопротивления, длины дуги и высоты ее заглубления в металл и шлак для поддержания высоких технико-экономических показателей плавки стали, разработанная методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева позволяет рассчитать рациональный угол раскрытия и повысить КПД факела во время работы топ-ливно-кисчородных горелок в дуговых сталеплавильных печах.

Апробация работы Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на 4-ой Международной конференции «Электроэнергетика, электромеханика, электротехнология» (Клязьма, 2000г), Федеральной научно-технической конференции «Электроснабжение, энергосбережение, электроремонт» (Новомосковск, 2000г), Международных научно-технических конференциях «Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь 2001г, 2004г), 8-ой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» (Москва, 2002г )

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 9 печатных работ, в том числе одна в центральном реферируемом журнале «Промышленная энерг етика»

Структура и объем работы. Диссертационная работа изложена на 155 страницах машинописного текста, состоит из введения, четырех глав, заключения и библиографического списка из 108 наименований

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы, сформулированы цель и задачи исследований, дана общая характеристика работы.

В первой главе рассмотрена методика расчета электрических режимов и теплообмена в дуговых сталеплавильных печей; рассмотрена методика расчета угловых коэффициентов излучения и коэффициента полезного действия дуг в дуговых сталеплавильных печах, рассмотрены существующие методы расчета теплообмена факела топливно-кислородных горелок с поверхностями нагрева, их недостатки Проведен обзор работ в данной области

Во второй главе изтожены результаты исследования, проведенного на действующих ДСП, рекомендации по использованию индуктивного сопротивления ЭПУ для повышения технико-экономических показателей ДСП в период плавления лома и в жидкие периоды плавки стали

На высокомощных дуговых сталеплавильных печах, введенных в строй в 1970-80-е годы, установка регулируемого реактора в схемах электропечных установок не предусматривалась На новых высокомощных дуговых сталеплавильных печах, введенных в строй в 1990-2000-е годы установлены встроенные в трансформатор регулируемые реакторы (рис 1а) Однако, проведенные нами исследования в 1999-2000г на ОАО «Северсталь» на высокомощных шахтных 150-тонных дуговых сталеплавильных печах показали, что регулирование реактивного сопротивления ЭПУ с помощью реактора практически не осуществляется в процессе плавки стали

Исследование влияния индуктивного сопротивления ЭПУ на статистические и технико-экономические показатели ДСП осуществили в 1997-99г г на ДСП-150 ОАО ОЭМК (Оскольского электрометаллургического комбината) По результатам исследования проведен расчет электрических характеристик ДСП-150 в период плавления лома, получена зависимость эксплуатационного индуктивного сопротивления электропечной установки от тока дуги (рис 1,6). Как видно из рис 1,6 с уменьшением тока дуги с 62 до 35 кА эксплуатационное индуктивное сопротивтение изменяется от 3,6 мОм до 8,4 мОм, то есть увеличивается приблизительно в 2 раза

Изучили влияние индукгивного сопротивления ЭПУ на статистические и технико-экономические показатели ДСП-150 Провели несколько десятков плавок с индуктивным сопротивлением ЭПУ 3,8 и 8,2 мОм Режим плавления лома с индуктивным сопротивлением 8,2 мОм протекает стабильнее, с меньшими бросками тока и активной мощности, что видно из регистрограмм

активной и реактивной мощности ЭПУ Результаты анализа регистрограмм и расчета статистических характеристик представлены в таблицах 1-2

33 кВ

Л> с

0$

а$ ] к

т

05

а; —1>

/? Г

ж

Ъ'2

ек

м

а)

ю

1 I V 1 1 ! "\Г ~г —

I ! " 1 ~

! - т\и 1 1

1 1 | ■

I I 1 ♦ Ч 1 --

I - "Л

| 1 - 1 ♦ 1

I ! 1 1 1

I 1 ! 1

! ! 1 ! • 1 ■ 1......

20

б)

40 1д,кА

60

80

Рис 1 Схема электроснабжения современной высокомощной ДСП (а), зависимость эксплуатационного реактивного сопротивления печиДСП-150 от тока дуги(б)

Таблица 1 Статистические характеристики тока и активной мощности

Хэ, мОм Показатели

1ср, кА Эь кА2 а,% 01, кА Рср, МВт Ор, МВт2 аР, МВт

3,8 50,3 196,88 6,5 14,03 51 170,05 13,04

8,2 49,6 85,6 2,8 9,25 54,86 77 8,77

Дисперсия тока характеризуется разностью действующего 1д и среднего 1Дср значения тока дуги

где 1 - период измерения тока дуги, секунд

Среднеквадратическое отклонение аг и дисперсию колебаний с!г тока рассчитывали по выражению

Д (2)

1т са

Таблица 2 Технико-экономические показатели при плавлении лома с раз-чичными индуктивными сопротивлениями ЭПУ

Хэ, мОм Удельный расход электроэнергии, кВт* ч/т Расход энергии, кВт*ч Длительность под током, мин

3,8 584 87652 99

8,2 568 85748 92

При увеличении индуктивного сопротивления ЭПУ в период расплавления в два раза с 3,8 мОм до 8,2 мОм дисперсия гоков снижается в 2 раза, дисперсия мощности уменьшается в 2,5 раза, средняя вводимая в печь активная мощность увеличивается на 8-10%, режим работы печи становится стабильнее, расход электроэнергии снизился на 2,8%, время под током уменьшилось на 7,6%, снизились колебания напряжения и фликкер-эффект сети Проведенные исследования показали необходимость установки регулируемых реакторов на высокомощных дуговых сталеплавильных печах, введенных в эксплуатацию б 1970-80-е годы и экономическую целесообразность ре-1"улирования индуктивного сопротивления ЭПУ с помощью реактора на ДСП, в схемах ЭПУ которых имеются регулируемые реакторы

Исследование влияния индуктивного сопротивления ЭПУ на технико-экономические показатели ДСП в жидкие периоды плавки стали осуществляли на ДСП-100 средней мощности Рассчитали электрические характеристики и энергетические параметры 100-т ДСП №2,4 по следующим формулам

= и2ф1 ДсоиРэ> Рэл пот = 12д гк> (3)

Рмн 0,8 Рак +0.05 Рд +<рдЛРд-Рак --0.05• Р.,)

Р!Д ~ О ~ Р (5)

1 Я 1 д

СО^ ^ *-, 1Д = {ид-а) /Ъ,

К = 4УШ ип; К = 3 • \о-Чд Ь3=ЬШ+ЬМ

Результаты расчета представлены в таблицах 3,4

Таблица 3. Электрические параметры плавок печей №2 и №4 для различных ступеней напряжения

Параметр Печь №2 Печь №4

Ступень 1 5 8 5 8 12 14 16

и2Ф, В 1 281 246 220 297 263 218 197 173

1д, кА 38,1 38,1 35,5 38,8 38,8 38,8 37,0 32,0

иа, В 218 175 148 267 224 169 149 132

№ В 26 25 23,8 17 17 18 17 14

ид,В 192 150 124 250 207 151 132 118

Р,, МВт 24,80 19 65 15,54 30,50 26,90 20,28 16,62 12,75

Рэп. мВт 2,94 2,94 2,50 1,91 2,11 2,11 1,85 1,39

Рд, МВт 21,86 16,75 13,04 28,59 24,77 18,17 14,78 11,36

СОЭф 0,77 0,71 0,67 0,90 0,85 0,78 0,75 0,76,

Лэ 0,88 0,85 0,84 0,94 0,92 0,90 0,88 0,89|

1дк, кА 60 52,2 46,7 I 86 75,8 63 1 57 1 50

Таблица 4 Энергетические параметры плавок на печах №2,4

Параметр Печь №2 Печь №4

Ступень I 5 8 5 8 12 14 16

1д, кА 38.1 38,1 35,5 38,8 38,8 38,8 37,0 32,0

ид,в 192 150 124 250 207 151 132 118

Рд, МВт 21,86 16,75 13,04 28,6 24,77 18,17 14,78 11,36

Рда, МВт 20,75 16,02 12,49 25,8 22,57 16.37 15,31 10,22

Ь, В/мм 1 1 0,6 1 1 1 0,6 0,6

1д, мм 152 110 140 210 167 111 154 130

Ь„ мм 160 160 138 160 160 160 141 126

Мд 1,05 1,45 0,98 0,76 0,96 1,44 0,91 0,97

Рч, МВт 17,88 14,75 10,12 17,5 17,8 14,88 11,48 8,14

Лд 0,86 0,92 0,81 0.68 0,79 0,91 0,75 0,79

Как следует из табл 3 несмотря на близкие значения фазных напряжений печей №2,4 напряжения на дугах отличается значительно' напряжение на дуге печи №4 в 1,25 раза больше напряжения на дуге печи№2 Это вызвано тем, чго реактивное сопротивление ЭПУ печи №2 в 1,35 раза больше реактивного сопротивления печи №4 Как следует из выражения (4) чем больше реактивное сопротивление ЭПУ, тем меньше напряжение на дуге, тем меньше длина дуги (6) При одинаковой высоте заглубления, но различных длинах дуг в печах на 1 и 5 ступенях, в печи №2 дуга полностью заглублена в металл, а в печи №4 дуга заглублена в металл только наЗ/4 своей длины, что сказывается на КПД дуг в печи №2 КПД дуг 0,86, а в печи №4 КПД дуг 0,68 Такая работа печи №4 характеризуется меньшей энергетической эффективностью по сравнению с печью №2 печь№4 потребляет электроэнергии на 13% больше, чем печь №2 Таким образом, установлена возможность использования регулируемого реактора ЭПУ для плавного регулирования длины дуги и поддержания высокого КПД дуги в открытые периоды плавки стали в ДСП с середины периода расплавления, в периоды окисления рафинировки

По результатам исследования была получена зависимость КПД дуги от соотношения заглубления к длине дуги(рис 2) чем больше это соотношение тем больше КПД дуги При Ь.3/1д=1,45 КПД дуги равен 0.92, при Ь3/1д=1,05 КПД дуги составляет 0,86, при Ь,/1д=0,76 КПД дуги 0,68

0 0,5 1 1,5 2

МзЛд

Рис 2 Зависимость КПД дуги от соотношения заглубления к длине дуги Установлено, что достичь КПД дуги равным единице практически невозможно даже при полутора-, двухкратном заглублении душ, то есть таком заглублении, когда длина дуги в 1,5-2 раза меньше высоты заглубления и ду-

га горит ниже уровня ванны металла вследствие потери мощности дуги на излучение, исходящее наружу из заглубления в металле и потерь мощности дуги на испарение металла

Предложено комплексное использование регулируемого индуктивного сопротивления злектропечной установки на протяжении всего времени плавки стали с целью снижения удельного расхода электроэнергии и повышения эффективности работы печи, в период расплавления для снижения колебаний токов дуг, фликкера, повышения вводимой мощности и производительности, в жидкие периоды с целью поддержания высоких КПД дуг при тонком слое шлака

В третьей главе приведена разработанная физическая и математическая модель факела топливно-кислородной горелки дуговых сталеплавильных печей

Теплообмен излучением является основным в камерах ДСП, факельных нагревательных и плавильных печей, камерах сгорания газотурбинных установок (ГТУ) Падающие на поверхности нагрева тепловые потоки от газового, мазутного факела на 85-95% состоят из потока излучения и на 10-15% из конвективного потока.

Установить геометрию факела можно по пространственному распределению изотерм по объему факела Рассмотрим характеристики факела, создаваемого одиночной горелкой, например, мазутной горелкой тепловой мощностью 5 МВт На рис 3 приведены изотермы, в °С, в продольном сечении по оси факела В любом поперечном сечении факела изотермы представляют собой концентрические окружности

Рис 3 Геометрическая модель факела в виде цилиндрических тел 1 — факел,

2 - продукты горения, 3 - цилиндры разного диаметра Предложено моделировать факел геометрическим объемным телом в виде вытянуюго эллипсоида вращения Внутри эллипсоида протекает реакция

объемного горения топлива, продукты горения 2 заполняют объем между эллипсоидом и металлом, кладкой В предлагаемой геометрической модели факела в эллипсоид вписываются излучающие цилиндры 3, их пять, в соответствии с распределением изотерм по объему факела (рис 3 )

В диссертационной работе приведены результаты аналитического исследования излучения и поглощения газового объема в виде цилиндра, которым моделируется факел Результаты исследования следующие при моделировании факела цилиндрическими поглощающими и излучающими газовыми объемами моделируется объемное излучение факела, вписанное в газовый объем множество коаксиальных цилиндров, которыми моделируется излучение и поглощение внутренних газовых слоев факела может быть заменено одним цилиндрическим газовым объемом при этом получают адекватные результат расчета теплообмена излучением Модель факела в виде объема, состоящего из множества соосных излучающих и поглощающих цилиндрических газовых объемов, апробирована при расчетах теплообмена излучением факела с поверхностями пламенной трубы в камере сгорания (КС) ГТУ Результаты расчета хорошо согласуются с результатами измерения температур поверхности пламенной трубы КС ГТУ

При расчетах теплообмена излучением необходимо определять угловые коэффициенты излучения одних тел на другие для чего надо иметь аналитические выражения для их расчета

Ю

£

г_

Рис 4 Геоиетрическ1*е построения для определения чокальных угловых коэффициентов излучения цилиндрического источника на элементарную площадку при их нахождении во взаил'оаараллаънъ'х плоскостях

Определим локальный угловой коэффициент излучения цилиндрического источника излучения на поверхность элементарной площадки К (рис 4), расположенной между нормалями N3 и N4, проходящими через центр верхней окружности и нижней окружности основания линейного источника излучения Элементарный угловой коэффициент излучения элементарного цилиндра на элементарную площадку определяется по выражению

cos cos В Ftdl

Wí--m

Локальный угловой коэффициент излучения цилиндрического источника на поверхность элементарной площадки определяется интегрированием выражения (8) по высоте источника излучения

cos2 В F

reos a¡ cos J3,F Ч-ff^- d{3 =

П = -I-~rr2l2l dK = J nrK

¡A 1 я -P

Ft г ( vi (9)

= -—*_[/? 4-sinocos (Д -A)] 2 л rl4

Если элементарная площадка расположена так, что нормаль N3 (или N4) проходит через точку А, то выражение (9) принимает вид

Щк гр) (10)

Аналогичным образом выводятся аналитические выражения для определения угловых коэффициентов излучения цилиндрических источников на поверхности нагрева при произвольном положении элементарной площадки

Таким образом, предложено 1) моделировать факел, в котором протекает реакция горения, эллипсоидом вращения, состоящим из цилиндрических излучающих и поглощающих газовых объемов, расположенных по объему элтипсоида в соответствии с распределением изотерм по объему факела, 2) использовать в расчетах теплообмена факела ТКГ с поверхностями в ДСП аналитические выражения для определения угловых коэффициентов излучения цилиндров на поверхности нагрева

В четвертой главе разработана методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в д>говых сталеплавильных печах, осуществлены

расчеты теплообмена в факельной печи, рассчитаны рациональные параметры факела топливно-кислородной горелки в дуговых сталеплавильных печах

Предложено раздельно рассчитывать все составляющие плотностей теплового потока, падающего на расчетную площадку в ДСП от факела ТКГ плотности интегральных потоков излучений от факела <%тф > плотности интегральных потоков излучений от факела, отраженных от других поверхностей и падающих на расчетную площадку Ч1ПОф > плотности интегральных потоков излучений, падающих на расчетную площадку от поверхностей Цтп,

плотности интегральных потоков излучений от поверхностей, отраженных от других поверхностей, составляющих рабочее пространство печи, и падающих на расчетную площадкуЦтоп> плотность конвективного потока^

Раздельный расчет всех составляющих теплообмена вызван тем, что потоки излучений от факела существенно неравномерно распределяются по поверхностям нагрева, а отраженная составляющая потоков излучений факела распределяется по металлу, стенам, своду равномерно за счет многократных отражений и поглощений потоков излучений Неравномерно распределяются по поверхностям нагрева первичные потоки излучений от стен, свода, металла Вторичные потоки от стен, свода, металла, многократно отраженные и поглощенные, равномерно распределяются по поверхностям нагрева

Плотность интегрального теплового потока, падающего на г-ю элементарную площадку на поверхности нагрева, определяли по выражению

Слагаемые в выражении (11) определяли по следующим выражениям

Распределение мощности по длине факела зависит от угла раскрытия факела (5 Для выбора оптимального угла раскрытия факела топливно-кислородной горелки был проведен расчет теплообмена в ДСП-150 для двух вариантов факелов ТКГ с углом раскрытия р=25-27° и (3=36-38°, с различным

(И)

>

(12)

распределением изотерм в факеле (рис 5 ) Длина факела 2м, мощность 3,6 МВт, факел направлен сверху вниз под углом 42° к поверхности ванны

Рис 5 Распределение изотерм в факеле с углом раскрытия Р=-25п (а) и р=38п (б) 1-4 —первый, второй, третий, четвертый линейные источники

Предложено для расчета распределения мощности вдоль факела составлять пропорцию, в которой в соответствии с законом Стефана-Больцмана использовать температуры и объемы зон факела Для любого факела можно составить следующую пропорцию

Р| ?2 «Г, Г24.К2 . Т?»У, (13)

где Р] - Р, - мощности, выделяющиеся соответственно в первой - 1-й зонах факела,Т|-Т, и УГУ1 - температуры и объемы соответствующих зон Результаты расчетов распределения потоков излучения факела по высоте стен представлены на рис 6 , по ванне металла на рис 7

О 50 100 150 200

Я, кВт/м2

Рис 6 Распределение резупътарующих потоков из пучений, падающих на стену ДСП, при различных углах раскрытия факела

-С— 3=25 |--Р=38 '

О 0,2 0,4 0,6 0,8 1

расстояние отстенки ДСП, м

Рис 7 Распределение результирующих потоков излучений, падающих на ванну металла, при различных углах раскрытия факела

Как видно из результатов расчетов плотность интегральных потоков излучений факела по стене при угле его раскрытия р=38° в среднем в полтора раза превосходит плотность интегральных потоков излучений при угле раскрытия Р=25° Плотность интегральных потоков излучений факела на стене на высоте 0,8 м от уровня ванны при Р=38° составляет 185 кВт/м2, а при угле Р=25° 110кВт/м2, что в полтора раза меньше Плотность интегральных потоков излучений факела на ванну металла при угле его раскрытия р=38с в среднем в 1,1 раза меньше плотности интегральных потоков излучений при угле раскрытия р=25° Плотность интегральных потоков излучений факела на ванну металла на расстояние 0,6 м от стены ДСП при р=38° составляет 493 кВт/м , а при угле Р=25° 550кВт/м2, что в 1,1 раза больше Таким образом, для снижения тепловых нагрузок на стены ДСП я увеличения полезной мощности факела ТКГ необходимо использовать горелки с углом раскрытия факела р=23-28° При угле раскрытия факела р=23-28° снижаются тепловые нагрузки от факела на стены и увеличивается доля мощности, излучаемая факелом на металл, то есть доля полезной мощности факела Следует также иметь в виду, что при угле раскрытия факела Р=23-28° длина факела увеличивается, по сравнению с факелом с углом раскрытия 380 и более, и возрастает полнота сгораьия юплива

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1 Проведенными исследованиями установлено, что при плавлении лома в высокомощных дуговых сталеплавильных печах необходимо увеличить сопротивление электропечной установки за счет увеличения индуктивного сопротивления реактора в период расплавления в 1,5-2 раза для стабилизации энергетического режима и повышения технико-экономических показателей снижения дисперсии токов в 2 раза, дисперсии мощности в 2,5 раза, увеличения вводимой в печь электроэнергии на 3-5%, времени плавки на 6-9%

2 Предложено использовать индуктивное сопротивление электропечной установки для плавкого регулирования длины дуги и поддержания высокого КПД дуги в открытые периоды плавки стали, начиная с середины периода расплавления и в периоды окисления, рафинировки

3 Предложено комплексное использование регулируемого индуктивного сопротивления электропечной установки на протяжении всего времени плавки стали с целью снижения удельного расхода электроэнергии и повышения производительности печи в периоды расплавления для снижения колебания токов дуг, фликкера, повышения вводимой мощности, в жидкие периоды плавки с целью поддержания высокого КПД дуг.

4 Выявлена зависимость КПД дуги от соотношения загчубления дуги в металл и шлак к длине дуги, чем больше это соотношение, тем больше КПД дуги при Ь3/1д=1,5 КПД дуги 92%, при Мд=1,0 КПД дуги 85%, при Ь3/1Л=0,75 КПД дуги 68%

5 Проведенными расчетами и исследованиями установлено, что достичь КПД дуги равным единице практически невозможно даже при полтора-, двукратном заглублении дуги в металл и шлак вследствие потерь мощности дуги на излучение и на испарение металла

6 Установлено, что при увеличении напряжения на дуге с целью увеличения вводимой в печь мощности, производительности, без увеличения заглубления дуги получают отрицательный результат увеличение потерь мощности, снижение КПД дуги Увеличение напряжения на дуге должно сопровождаться увеличением высоты заглубления дуги в металл и шлак за счет его вспенивания для сохранения высокого КПД дуги

7 Предчожечо осуществлять на протяжении всего времени плавки стали постоянный мониторичг с помощью информационно-измерительной системы и компьютерной программы индуктивного сопротивления, длины дуги, высоты заглубления дуги в металл и шлак с целью корректиро-

вания по ходу плавки электрических, тепловых, шлаковых режимов для поддержания высокого КПД дуги с помощью регулирования напряжения трансформатора, индуктивного сопротивления реактора, вспенивания шлака

8 Предложено моделировать факел топливно-кислородных горелок дуговых сталеплавильных печей эллипсоидом вращения с вписанным в его объем в соответствии с распределением изотерм цилиндрическими излучающими и поглощающими газовыми объемами и использовать в расчетах теплообмена излучением аналитические выражения для определения угловых коэффициентов излучения цилиндров малого диаметра на поверхности нагрева

9 Разработан метод расчета распределения мощности по объему факела основанный на вычислении пропорции в левой части которой соотношение объемной зоны факела, а в правой части соотношение произведений температур в четвертой степени объемных зон на объемы зон.

10 Разработана методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками Проведенными расчетами по разработанной методике выявлено, что при увеличение угла раскрытия факела зона активного горения смещается к стене в которой установлена горелка, возрастают тепловые потоки от факела на стену и снижаются тепловые потоки на металл, коэффициент полезного действия факела

11 В дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками предложено использовать горелки с углом раскрытия факела 23-26 градусов, обеспечивающих снижение тепловых нагрузок на стены и увеличение полезной мощности факела, идущей на нагрев и расплавление металла При увеличении угла раскрытия факела более 26 градусов возрастают тепловые нагрузки на стены в зоне установки горелок и снижается полезная мощность факела

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах

1) Макаров АН, Макаров РА, Чернышев ДВ Влияние электрических параметров на технико-экономические показатели дуговых сталеплавильных печей // Эпектрофикация металлургических предприятий Сибири -Томск Издательство ТГУ, 2000 - Вып 9 - С 99-107

2) Макаров А Н , Чернышов Д В Анализ КПД дуг дуговых сталеплавильных печей // Сб тез докл Федеральной научно-технической конферен-

ции по электроснабжению, энергосбережению и электроремонту - Новомосковск, 2000 - С 32-34

3) Макаров А Н , Воропаев В В , Чернышов Д В Теплообмен в высокомощных шахтных дуговых сталеплавильных печах трехфазного тока // Труды 4-ой Международной научно-технической конференции по электротехнике, электромеханике, электротехнологии - М МЭИ, 2000 - С 397-398

4) Макаров А Н , Чернышов Д В Определение оптимального индуктивного сопротивления дуговых сталеплавильных печей // Сб тез докл Восьмой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов по радиоэлектронике, электротехнике и энергетике - М МЭИ, 2002 - Т 2 - С 105-106

5) Макаров А Н., Чернышов Д В Влияние индуктивного сопротивления на дисперсию токов в дуговых сталеплавильных печах // Международная научно-техническая конференция "Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках" - Тверь ТГТУ 2001 Кн 1-С 10-13

6) Чернышов Д В , Чибеса Ли История, перспективы и проблемы использования газотурбинных установок в России // Международная научно-техническая конференция "Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках" - Тверь ТГТУ, 2004 -С 30-33

7) Черньгггюв Д В , Фири Портифер Экологические характеристики газотурбинных установок // Международная научно-техническая конференция "Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках" - Тверь ТГТУ, 2004 -С.39-41

8) Макаров А Н , Чернышов Д В , Воропаев В В Расчет теплообмена в камере сгорания стационарной газотурбинной установки // Промышленная энергетика -2006 - №¡1 -С31-36

X г

Зак

ПЦ МЭИ (ТУ), Красноказарменная ул., д 13

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ТОКОПОДВОДА, ДУГИ И ФАКЕЛА ТОПЛИВНО-КИСЛОРОДНЫХ ГОРЕЛОК В ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧАХ.

1.1. Методы расчета электрических режимов и теплообмена в дуговых сталеплавильных печах.

1.2. Методика расчета коэффициентов излучения и коэффициента полезного действия дуг дуговых сталеплавильных печей.

1.3. Методы расчета теплообмена факела топливно-кислородных горелок с поверхностями нагрева.

ГЛАВА 2. КОМПЛЕКСНОЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ИНДУКТИВНОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ И ПАРАМЕТРОВ ДУГИ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ.

2.1 Исследование влияния и использование индуктивного сопротивления ЭПУ для повышения технико-экономических показателей ДСП в период плавления лома.

2.2 Исследование влияния и использование параметров токоподвода и дуги для повышения технико-экономических показателей ДСП в жидкие периоды плавки стали.

2.3 Вывода по второй главе.

ГЛАВЛА 3. ФИЗИЧЕСКАЯ И МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ФАКЕЛА ТОПЛИВНО-КИСЛОРОДНЫХ ГОРЕЛОК В ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧАХ.

3.1. Разработка модели факела топливно-кислородных горелок ДСП.

3.2. Моделирование факела ТКГ цилиндрами при расчетах теплообмена излучением в ДСП.

3.3. Математическая модель факела как источника теплового излучения.

3.4. Выводы по третьей главе.

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА РАЦИОНАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ТОПЛИВНО-КИСЛОРОДНЫХ ГОРЕЛОК В ДСП.

4.1. Разработка методики расчета теплообмена факела ТКГ с поверхностями нагрева в ДСП.

4.2. Расчет теплообмена в факельной печи.

4.3. Определение рациональных параметров факела ТКГ в ДСП.

4.4. Выводы по четвертой главе.

В 1992 году доля электростали в мировом производстве стали составляла 30%, в 2002г., через десять лет, возросла до 35% и к 2012г. ожидается рост доли электростали до 50%[1]. За последние десять лет масса плавки увеличилась в среднем на 28% (с 86 до 1 Ют), мощность трансформатора на 33% (с 60 до 80 МВА), удельная электрическая мощность дуговых сталеплавильных печей трехфазного тока (ДСПТТ) на 28% (с 590 до 760 кВА/т) и на 32% печей постоянного тока (ДСППТ с 680 до 900 кВА/т), удельный расход кислорода увеличен на 25% (с 24 до 40 м3/т), продолжительность плавки сокращена на 33% (с 105 до 70мин), средняя производительность печи повышена на 54% (с 61 до 94 т/ч), удельный расход электродов для ДСПТТ уменьшен на 34% (с2,9 до 1,9 кг/т), на печах постоянного тока удельный расход электродов составляет 1,35 кг/т, удельный расход электроэнергии снижен на 13% (с 450 до 390 кВт*ч/т), расход огнеупоров уменьшен на 57% (с 7 до 3 кг/т) [2].

Наиболее значительными техническими разработками за последние 20 лет явились:

• исключение восстановительного периода из печи и переход на восстановление методами вторичной металлургии;

• замена водоупорной футеровки водоохлаждаемыми панелями;

• разработка технологии вспенивания шлака;

• использование технологий вдувания угля с помощью роботизированных систем или стеновых дутьевых устройств:

• использование технологий дожигания газов;

• удвоение расхода кислорода на тонну стали;

• использование высокой мощности и длинных дуг совместно с вспениванием шлака.

В современном сталеплавильном производстве используют различные способы интенсификации процесса плавки, применяя эти способы как раздельно, так и комплексно [3]:

• применение топливно-кислородной грелки для подогрева и ускорения расплавления лома в рабочем пространстве печи;

• проводят окисление дополнительно вводимого в печь углерода газообразным кислородом с целью увеличения прихода тепла;

• окисляют часть железа и других элементов шихты газообразным кислородом для увеличения прихода тепла от экзотермических реакций и ускорения формирования окислительного шлака;

• применяют фурмы для дожигания СО в рабочем пространстве печи с целью увеличения прихода тепла;

• используют кислород для ускорения окисления углерода металла в окислительный период;

• проводят донную или глубинную продувку ванны инертным газом (иногда кислородом) для ускорения плавления, нагрева металла и окисления углерода;

• используют жидкий чугун в качестве составляющей шихты для ускорения расплавления лома;

• подогревают лом, используя физическое тепло отходящих печных газов;

• используют фурмы для вспенивания шлака.

Существенное влияние на расход электроэнергии при выплавке стали в мощных дуговых печах трехфазного тока оказывает индуктивное сопротивление вторичного токопровода.

После загрузки металлошихты в течение некоторого времени, необходимого для ее разогрева и начала формирования «колодцев», дуги горят неустойчиво. Длина их непрерывно меняется, часто возникают обрывы дуг и толчки тока, вызывающие короткие замыкания. При таком неустойчивом режиме и нелинейной электрической характеристики дуг формы кривых мгновенных значений напряжения на электродах и тока значительно отклоняются от синусоидальных, что увеличивает долю высших гармонических колебаний. В результате наблюдается усиление поверхностного эффекта и эффекта близости из-за которых возрастают активное сопротивление вторичного токопровода и электрические потери, а КПД дуги снижается.

Для стабилизации горения дуг и снижения эксплуатационных токов короткого замыкания на современных высокомощных дуговых сталеплавильных печах устанавливают регулируемые реакторы. Однако увеличение индуктивного сопротивления электропечной установки (ЭПУ) за счет увеличения сопротивления реактора во время расплавления шихты не всегда используется. Так на введенной в эксплуатацию на ОАО «Северсталь» в 2000 году высокомощной шахтной 150-тонной дуговой сталеплавильной печи индуктивное сопротивление реактора не регулируется на протяжение всей плавки. На введенных в строй в 1960-80-е годы стотонных дуговых сталеплавильных печах регулируемые реакторы в схемах электропечных установок отсутствуют. Целесообразно проведение исследований показывающих необходимость установки регулируемых реакторов на высокомощных дуговых сталеплавильных печах, введенных в эксплуатацию в 1960-80-е годы, и экономическую выгоду использования регулируемого индуктивного сопротивления ЭПУ на ДСП, в схемах которых предусмотрены регулируемые реакторы.

В настоящее время, после расплавления 40-50% шихты в ДСП и окончания обвалов шихты и коротких замыканий дуг реакторы в схемах ЭПУ шунтируют высоковольтным выключателем или выводят регулируемый реактор на минимальное индуктивное сопротивление. Таким образом, основное назначение реактора в схемах ЭПУ ДСП ограничить токи короткого замыкания во время обвалов шихты. Возможность использования регулируемого реактора с середины расплавления шихты и в жидкие периоды плавки стали, окислительный и восстановительный, для регулирования энергетических режимов работы ДСП ранее не исследовалось ни в России, ни за рубежом. Для повышения конкурентоспособности отечественных дуговых сталеплавильных печей необходимо изыскивать новые возможности снижения удельного расхода электроэнергии и повышения производительности печей. Таким образом, целесообразно проведение исследования влияния и комплексного использования регулируемого индуктивного сопротивления для повышения технико-экономических показателей дуговых сталеплавильных печей в период плавления лома и в жидкие периоды плавки стали.

Одним из важнейших параметров, характеризующих работу дуговых сталеплавильных печей, является КПД дуг, который определяет удельный расход электроэнергии и производительность печи. Для повышения эффективности ДСП используют устройства для вспенивания шлака с целью закрыть дуги шлаком и повысить полезную мощность, передаваемую от дуг металлу и шлаку. Однако, в настоящее время отсутствуют данные влияние высоты шлака на КПД дуги, восполнить этот пробел знаний является одной из задач предоставленного исследования.

При плавке стали в сверхмощных дуговых печах стремятся максимально интенсифицировать процесс производства стали. Основными из них являются подогрев шихты в печи, вне печи, использование топливно-кислородных горелок на печи во время плавления шихты, массированное применение газообразного кислорода во время плавления и в окислительный период плавки. Эти приемы позволяют снизить расход электроэнергии на плавку.

Предварительный подогрев шихты вне печи осуществляется в бадьях, загрузочных корзинах путем сжигания газообразного и жидкого топлива и способствует уменьшению расхода электроэнергии на плавление.

Подогрев лома в загрузочных бадьях до 400° С обеспечивает экономию электроэнергии до 70 — 75 кВт ч/т на 1 т стали при соответствующем уменьшении длительности плавления на 10-12 % . Однако эффективность использования в таких установках природного газа с высокой теплотой сгорания не намного выше, чем достигаемый на тепловых электростанциях, использующих топливо с меньшей теплотой сгорания [3].

Кроме установок подогрева лома в завалочных корзинах, распространение получили установки подогрева лома теплом отходящих электропечных газов, конструктивно связанные с электропечью в единый комбинированный агрегат (шахтные ДСП). Важным преимуществом таких установок является возможность нагрева шихты до 1000° С и соответственно большая эффективность их применения. Однако установки подобного типа не поучили широкого распространения вследствие конструктивной сложности и необходимости специальной подготовки шихты.

Внепечной подогрев шихты трудно осуществить в большом объеме, поэтому новые электросталеплавильные цехи, оборудованные сверхмощными дуговыми печами большой вместимости (> 100 т), обычно не имеют подобных установок.

Для интенсификации процесса плавления лома уже давно широко применяется газообразный кислород. Основная часть металлургических процессов протекает с участием кислорода. На зарубежных заводах широко распространена практика использования газообразного кислорода в течение почти всего периода плавления. Кислород начинают вводить в рабочее пространство вскоре после включения печи трубками через рабочее окно или отверстие в стене, а также водоохлаждаемыми сводовыми фурмами. Обычно подача кислорода начинается после появления на подине первых порций жидкого металла. В конце плавления целесообразно направлять струю кислорода на куски шихты, лежащие у стен. По данным работы [2], при использовании 1 м газообразного кислорода снижается расход электроэнергии на 3 — 4 кВт ч при соответствующем уменьшении длительности плавления. Приводятся и сведения о большем эффекте использования кислорода: экономится электроэнергия 5 — 10 кВт ч на 1 м3 израсходованного кислорода [2].

Более выгодна подача кислорода непосредственно в жидкую ванну для повышения температуры внутри печи и уменьшения длительности завершающей стадии периода плавления, в то время когда работа на длинных мощных дугах затруднена. Особенно эффективно использование кислорода в конце плавления в печи с водоохлаждаемыми панелями при отсутствии топливно-кислородных горелок. При подаче кислорода только в конце плавления эффективность его использования примерно в два раза выше, чем при подаче кислорода в течение всего периода плавления. Эффективно применение кислорода для подрезки нагретого еще нерасплавившегося лома с целью его плавления. Такой прием давно и широко применяется как у нас, так и за рубежом.

Интенсивное применение кислорода в период плавления шихты, особенно в его начале, может привести к повышению расхода дорогих графитирован-ных электродов за счет их окисления. Этот процесс усиливается при малом избытке углерода в шихте и в случае неполного использования кислорода. По-видимому, для сверхмощной печи в период плавления предпочтителен вариант с использованием кислорода в топливно-кислородных горелках. Этот вариант более эффективен, хотя и требует некоторого усложнения конструкций печи. Интенсивное применение газообразного кислорода в сверхмощной печи целесообразно лишь в окислительный период плавки для быстрого окисления оставшихся в металле примесей.

В начале 1960-х годов были проведены первые опыты по использованию топливно-кислородных горелок(ТКГ) на дуговых сталеплавильных печах для уменьшения длительности плавления и уменьшения расхода электроэнергии. Наиболее эффективным оказалось использование газо-кислородных горелок внешнего смешения, более надежных в эксплуатации и обеспечивающих сжигание топлива при небольшом уровне шума. Результаты первых промышленных опытов подтвердили возможность уменьшения расхода электроэнергии и длительности расплавления шихты при использование топливно-кислородных горелок. Лучшие результаты получали в тех случаях, когда топливо сжигали в печи с большим избытком кислорода. Горелки были маломощными. Выход годного металла при использовании таких горелок практически не изменялся, не требовалось значительного увеличения мощности и пропускной способности газоотсасывающих и газоочистных устройств.

Несмотря на положительные результаты довольно немногочисленных исследований, в 60-е годы топливно-кислородные горелки не получили широкого распространения ни у нас, ни за рубежом. При сравнительно низкой стоимости электроэнергии экономический эффект (уменьшение продолжительности плавки и снижения расхода электроэнергии) от применения горелок на маломощных печах, использовавших классическую технологию плавки, был невелик.

Появление печей со сверхмощными трансформаторами, обеспечивающими быстрое расплавление лома, ослабило интерес к исследованиям по использованию топливно-кислородных горелок. Как в СССР, так и за рубежом на дуговых печах применяли маломощные переносные (передвижные) оконные горелки для ускорения доплавления лома, лежащего у окна, чтобы обеспечить возможность раннего вмешательства в ход плавки через рабочее окно.

Сегодня, с появлением сверхмощных печей, топливно-кислородные горелки стали неотъемлемым элементом дуговых сталеплавильных печей, обеспечивающим высокую скорость расплавления шихты. В зависимости от профиля плавления, плотности лома и геометрии печи горелки могут работать индивидуально с максимальной эффективностью.

Использование топливно-кислородных горелок позволяет экономить электроэнергию и увеличить производительность печи. Топливом для горелок служат нефть, керосин и природный газ, реже используется угольный порошок. Горелки устанавливаются в боковых стенках, своде, в заслонке шлакового окна, на манипуляторе, в нижней части шахты шахтных дуговых печей. Они могут быть стационарными и выдвижными. Их число может достигать девяти. Уровень установки горелок - не ниже 400мм от уровня ванны. В шахтных печах топливно-кислородные горелки устанавливаются дополнительно и в шахте.

Прибавка энергии от топливно-кислородных горелок составляет 30-60 кВт*ч/т в крупных печах и 90-120 кВт*ч/т в малых дуговых печах. Суммарная мощность топливно-кислородных горелок может достигать 8 МВт для 50-т печей и около 22-30 МВт - для 150-т дуговых печей.

Топливно-кислородные горелки могут использоваться как кислородные фурмы для «подрезки» лома, а также для обезуглероживания, рафинирования жидкого металла и вспенивания шлака. Топливно-кислородные горелки следует устанавливать как можно ниже в водоохлаждаемых панелях, чтобы обеспечить максимальную эффективность нагрева во время расплавления. В этот период передача тепла лому происходит путем излучения и конвекции от горячих продуктов сгорания, а также теплопроводности шихты.

Эффективность теплопередачи в значительной мере зависит от разности температуры лома и факела горелки и от площади поверхности лома. Поэтому горелки наиболее эффективны в начальный период расплавления, при холодном ломе. Их эффективность снижается по мере повышения температуры лома и уменьшения площади его поверхности.

Установлено, что преимущества, достигаемые при работе с горелками, тем выше, чем больше диаметр рабочего пространства печи. Применение горелок в небольших высокопроизводительных электропечах менее целесообразно.

Отечественная металлургия имеет опыт использования на ДСПТТ большой емкости мощных топливно-кислородных горелок с изменяющимся направлением факела. В 1980-е годы НИИМ под руководством профессора Ю.Н. Тулуевского были созданы поворотные сводовые газокислородные горелки мощностью 15 МВт[4]. Такие горелки успешно применялись на 100-т ДСПТТ Челябинского металлургического комбината и 200-т печи завода «Красный Октябрь». На 200-т печи мощностью 60 МВА суммарная мощность двух стеновых и одной оконной горелки составляла 40 МВт, длительность плавления сократилась на 25%, расход электроэнергии снизился на 17%. Коэффициент полезного действия ТКГ находился в пределах 45-60%.

Из-за сложности обслуживания сводовых ТКГ на современных печах их не применяют. ТКГ устанавливают в стенах, в эркере, в рабочем окне. В современной сверхмощной ДСП доля энергии сжигания природного газа в ТКГ составляет 10% в приходной части энергетического баланса [3]. Связано это с тем, что при повышении температуры лома и приближении к температуре его плавления, что быстро достигается в небольших объемах шихты, прилегающим к стационарным горелкам, резко возрастает недожог топлива. Поэтому стационарные ТКГ могут эффективно работать 15-20 минут от начала плавления, а повышение их единичной мощности еще более сокращает продолжительность работы горелок.

Для увеличения количества тепла, предаваемого шихте горелками, некоторые зарубежные фирмы идут по пути повышения суммарной мощности горелок путем увеличения числа горелок и их рассредоточения по периметру и высоте печи. Например, на 90-т дуговой печи Dañare установлены 12 горелок в двух уровнях: восемь ТКГ по 3,5 МВт в нижнем уровне и четыре такой же мощности в верхнем уровне. Общая мощность горелок составляет 42 МВт, половину мощности ЭПУ (87 МВА). Но увеличение числа горелок создает определенные трудности по их размещению в стенах печей, усложняет конструкцию печи и увеличивает затраты на обслуживание ДСП.

В течении последних 3-4-х лет созданы и продолжают совершенствоваться продувочные горелки RCB, представляющие собой компактные водоохлаж-даемые устройства, сочетающие в себе сжигание газа, вдувание углерода, сопло для кислорода [6]. Направленный поток кислорода подаваемый со сверхвысокой скоростью, окружается пламенем газокислородной горелки; при этом пламя горелки создает завесу струе кислородного потока и снижает потери его кинетической энергии. Поток кислорода при расходе 3500 м3/ч вдувается в пространство ДСП со сверхзвуковой скоростью и не раскрывается, оставаясь когерентным на расстоянии до 2м, что обеспечивает эффективное проникновение кислорода через шлак в сталь и более полное его использование по сравнению с погруженными фурмами. Водоохлаждаемый инжектор угля, установленный на одной панели с горелкой RCB, поддерживает процесс вспенивания шлака и способствует восстановлению FeO в шлаке. Конструкция обеспечивает хорошее перемешивание угольной пыли, шлака и металла в струе кислорода, что сводит к минимуму излучение от дуг на стены и свод и повышает эффективность использования энергии.

Американской фирмой American Combustion Inc. разработана комбинированная фурма, включающая в себя ТКГ со сверхзвуковым соплом, формирующим внутри факела высокоскоростную кислородную струю длиной 1,8 м и установленный под струей инжектор углерода. В начале плавки фурма работает по режиму горелки, после создания необходимых условий переходит на сверхзвуковую продувку металла с одновременным вдуванием углерода. При этом интенсифицируются процессы окисления, вспенивания шлака, стабилизации горения и повышения КПД дуги, увеличивается активная вводимая в печь мощность за счет увеличения напряжения электропечного трансформатора [2].

В ряде публикаций, посвященных интенсификации плавки стали [1-6] приводятся данные, показывающие, что для уменьшения расходов выплавки электростали, процесс производства металла в ДСП желательно организовать так, чтобы увеличить долю энергии, вносимой в рабочее пространство топ-ливно-кислородными горелками и, по возможности, уменьшить количество железа, окисляемого по ходу плавки кислородом, не снижая существенно производительность печи. Необходимо учитывать возможность некоторого увеличения количества отходящих печных газов при меньшем количестве пыли в них в случае значительного увеличения мощности газокислородных горелок.

Проведенный литературный обзор показал, что, несмотря на длительную историю существования топливно-кислородных горелок к настоящему времени отсутствует надежная методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в нагревательных печах. Это отмечалось на Первом Международном симпозиуме по рациональному теплообмену в 1995 году и на Четвертом Минском Международном форуме в 2000 году [7]. Не исследовано влияние размеров, формы, угла раскрытия факела на теплообмен с поверхностями нагрева, однако именно эти параметры определяют КПД горелки и расход топлива. Возникла необходимость исследовать распределение мощности по длине факела, определить функцию этого распределения, разработать методику расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками, рассчитать по разработанной методике оптимальный угол раскрытия факела ТКГ в ДСП с целью увеличения КПД факела и снижения расхода топлива.

Целью диссертационной работы является разработка рациональных энергетических параметров токоподвода, дуги и факела для снижения удельного расхода электроэнергии и времени плавки стали в дуговых сталеплавильных печах.

Для достижения поставленной цели в работе были решены следующие задачи:

• проведено исследование влияния индуктивного сопротивления электропечной установки на статистические и технико-экономические показатели работы дуговых сталеплавильных печей в период расплавления лома и жидкие периоды плавки стали;

• осуществлены расчеты коэффициента полезного действия дуги при различных электрических, тепловых, шлаковых режимах в период окончания расплавления и жидкого периода плавки стали и установлена зависимость КПД дуги от соотношения высоты заглубления и длины дуги;

• разработана модель факела топливно-кислородных горелок дуговых сталеплавильных печей и метод расчета распределения мощности по объему и длине факела, используемый в расчетах теплообмена в печах;

• разработана методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева, с помощью которой рассчитан рациональный угол раскрытия факела в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками.

При проведении теоретических исследований для отыскания функций для определения локальных угловых коэффициентов излучения электрических дуг использованы методы интегрального исчисления. Для расчета угловых коэффициентов излучения дуг, коэффициента полезного действия дуг, тепловых потоков факела использовались методы математического моделирования на ЭВМ. При проведении экспериментальных исследований использованы методы статистического анализа.

Научная новизна работы заключается в следующем:

• предложено комплексное использование регулируемого индуктивного сопротивления электропечной установки на протяжении всей плавки с целью снижения удельного расхода электроэнергии и повышения производительности печи за счет снижения колебаний токов дуг, повышения вводимой мощности в период расплавления, поддерживания высокого КПД дуг в жидкие периоды плавки стали;

• установлена нелинейная зависимость коэффициента полезного действия дуги от соотношения заглубления дуги в металл и шлак к длине дуги;

• предложено осуществлять постоянный мониторинг индуктивного сопротивления, длины дуги, высоты заглубления дуги и корректировать энергетический и шлаковый режимы для поддержания высокого КПД дуги на протяжении всего времени плавки стали;

• разработан метод расчета распределения мощности по объему факела и методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в дуговых сталеплавильных печах;

• предложено в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками использовать горелки с углом раскрытия 23-26 градусов, обеспечивающим снижение тепловых нагрузок на стены и увеличение полезной мощности факела, идущей на нагрев и расплавление металла.

Практическая ценность работы состоит в том, что проведенными исследованиями доказана необходимость постоянного мониторинга и корректирования с помощью информационно-измерительной, компьютерной и управляющей систем индуктивного сопротивления, длины дуги и высоты ее заглубления в металл и шлак для поддержания высоких технико-экономических показателей плавки стали; разработанная методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева позволяет рассчитать рациональный угол раскрытия и повысить КПД факела во время работы топливно-кислородных горелок в дуговых сталеплавильных печах.

Разработанные режимы работы дуговых сталеплавильных печей с рациональными параметрами токоподвода, дуги и факела используются на действующих ДСП ОАО "Тверьлиттехоснастка", ОАО "Тверской экскаватор".

Ожидаемый экономический эффект от внедрения диссертационной работы составит приблизительно 200-240 тыс. рублей.

Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на: 4-ой Международной конференции «Электроэнергетика, электромеханика, электротехнология» (Клязьма, 2000г.); Федеральной научно-технической конференции «Электроснабжение, энергосбережение, электроремонт» (Новомосковск, 2000г.); Международных научно-технических конференциях «Проблемы энергосбережения. Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь 2001г., 2004г.); 8-ой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» (Москва, 2002г.).

По теме диссертационной работы опубликовано 9 печатных работ, в том числе одна в центральном реферируемом журнале «Промышленная энергетика».

Диссертационная работа изложена на 155 страницах машинописного текста, состоит из введения, четырех глав, заключения и библиографического списка из 108 наименований.

4.4. ВЫВОДЫ ПО ЧЕТВЕРТОЙ ГЛАВЕ

1. Разработана методика расчета теплообмена в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками. Предложен раздельный расчет плотностей потоков излучения: потока излучения падающего на расчетную поверхность от факела, и потока излучения факела на другие поверхности, многократно отраженного и поглощенного и падающего на расчетную поверхность.

2. Для расчета распределения мощности по объему факела предложено использовать пропорцию в левой части которой соотношение мощностей объемных зон факела, а в правой части соотношение произведений температур в четвертой степени объемных зон на объемы зон.

3. Проведенными расчетами установлено, что с увеличением длины факела увеличивается доля мощности, передаваемая металлу, то есть полезная мощность факела, и снижается доля мощности , идущая на нагрев водоохлаж-даемой и футерированной части стен, то есть потери мощности факела. Следовательно, предпочтительна работа топливно-кислородных горелок в дуговых сталеплавильных печах не с коротким факелом длиной 0,8-1,2м, а с факелом средней длины 1,8-2,0 м и с длинными факелами длиной более 2,0м.

4. В результате проведенных расчетов выявлено, что при увеличении угла раскрытия факела топливно-кислородной горелки зона активного горения факела смещается к стене в которой установлена горелка, возрастают тепловые потоки от факела на стену и снижаются тепловые потоки факела на металл, коэффициент полезного действия факела.

5. В дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками необходимо использование ТКГ с углом раскрытия факела 0=23-28° обеспечивающим снижение тепловых нагрузок на стены и увеличение доли полезной мощности факела, идущей на нагрев и расплавление металла. При использовании ТКГ с углом раскрытия факела (3=38-40° тепловые нагрузки на сиены в зоне установки горелок возрастают в полтора раза, а доля полезной мощности, идущей на нагрев и расплавление металла снижается в 1,1 раза

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании выполненных теоретических и экспериментальных исследований энергетических параметров токоподвода, дуги и факела топливно-кислородных горелок в дуговых сталеплавильных печах получены следующие основные выводы и результаты:

1. Проведенными исследованиями установлено, что при плавлении лома в высокомощных дуговых сталеплавильных печах необходимо увеличить сопротивление электропечной установки за счет увеличения индуктивного сопротивления реактора в период расплавления в 1,5-2 раза для стабилизации энергетического режима и повышения технико-экономических показателей: снижения дисперсии токов в 2 раза, дисперсии мощности в 2,5 раза, увеличения вводимой в печь электроэнергии на 3-5%, времени плавки на 6-9%.

2. Предложено использовать индуктивное сопротивление электропечной установки для плавного регулирования длины дуги и поддержания высокого КПД дуги в открытые периоды плавки стали, начиная с середины периода расплавления и в периоды окисления, рафинировки.

3. Предложено комплексное использование регулируемого индуктивного сопротивления электропечной установки на протяжении всего времени плавки стали с целью снижения удельного расхода электроэнергии и повышения производительности печи: в периоды расплавления для снижения колебания токов дуг, фликкера, повышения вводимой мощности; в жидкие периоды плавки с целью поддержания высокого КПД дуг.

4. Выявлена зависимость КПД дуги от соотношения заглубления дуги в металл и шлак к длине дуги, чем больше это соотношение, тем больше КПД дуги: при Ь3/1Д=1,5 КПД дуги 92%, при Ь3/1д=1,0 КПД дуги 85%, при Ьз/1Д=0,75 КПД дуги 68%.

5. Проведенными расчетами и исследованиями установлено, что достичь КПД дуги равным единице практически невозможно даже при полтора-, двукратном заглублении дуги в металл и шлак вследствие потерь мощности дуги на излучение и на испарение металла.

6. Установлено, что при увеличении напряжения на дуге с целью увеличения вводимой в печь мощности, производительности, без увеличения заглубления дуги получают отрицательный результат: увеличение потерь мощности, снижение КПД дуги. Увеличение напряжения на дуге должно сопровождаться увеличением высоты заглубления дуги в металл и шлак за счет его вспенивания для сохранения высокого КПД дуги.

7. Предложено осуществлять на протяжении всего времени плавки стали постоянный мониторинг с помощью информационно-измерительной системы и компьютерной программы индуктивного сопротивления, длины дуги, высоты заглубления дуги в металл и шлак с целью корректирования по ходу плавки электрических, тепловых, шлаковых режимов для поддержания высокого КПД дуги с помощью регулирования напряжения трансформатора, индуктивного сопротивления реактора, вспенивания шлака.

8. Предложено моделировать факел топливно-кислородных горелок дуговых сталеплавильных печей эллипсоидом вращения с вписанным в его объем в соответствии с распределением изотерм цилиндрическими излучающими и поглощающими газовыми объемами и использовать в расчетах теплообмена излучением аналитические выражения для определения угловых коэффициентов излучения цилиндров малого диаметра на поверхности нагрева.

9. Разработан метод расчета распределения мощности по объему факела основанный на вычислении пропорции в левой части которой соотношение объемной зоны факела, а в правой части соотношение произведений температур в четвертой степени объемных зон на объемы зон.

10. Разработана методика расчета теплообмена факела с поверхностями нагрева в дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками. Проведенными расчетами по разработанной методике выявлено, что при увеличение угла раскрытия факела зона активного горения смещается к стене в которой установлена горелка, возрастают тепловые потоки от факела на стену и снижаются тепловые потоки на металл, коэффициент полезного действия факела.

11. В дуговых сталеплавильных печах с топливно-кислородными горелками предложено использовать горелки с углом раскрытия факела 23-26 градусов, обеспечивающих снижение тепловых нагрузок на стены и увеличение полезной мощности факела, идущей на нагрев и расплавление металла. При увеличении угла раскрытия факела более 26 градусов возрастают тепловые нагрузки на стены в зоне установки горелок и снижается полезная мощность факела.

1. Казаков C.B., Гартон В. Восьмая международная конференция по электрометаллургии стали // Электрометаллургия, 2005. №12. С.36-43.

2. Лопухов Г.А. Применение кислорода в дуговых сталеплавильных печах // Электрометаллургия, 2005. №3. С.2-27.

3. Рациональные способы интенсификации плавки в современных дуговых сталеплавильных печах / Ю.А. Гудим, И.Ю. Зинуров, А.Д. Киселев, A.M. Шумаков // Электрометаллургия, 2005. №9. С.2-6.

4. Тулуевский Ю.Н., Мизин В.Т., Зинуров И.Ю. Факельно-дуговые процессы электроплавки // Сталь. 1988. №8. С.42-46.

5. Внедрение системы интенсификации плавки в ДСП-100 ООО "УралСталь" / В.А. Спирин, С.Б. Чернавин, В.В. Каблука, В.В. Кулаков, В.М. Матуе, В.В. Чистяков, В.А. Рулев. // Электрометаллургия, 2005. №9. С.7-13.

6. Электродуговые печи нового поколения: 250-т ЭДП серии Ultimate фирмы ФАИ ФУКС / Ф.Вагнер, Ф. Мюллер, П. Пуд ел, В. Д. Смоляренко // Элек-трометаллугрия, 2005. №5. С.36-40.

7. Электрические промышленные печи. Дуговые печи и установки специального нагрева: Учебник. / А.Д. Свенчанский, И.Т. Жердев, A.M. Кручинин, Ю.М. Миронов, А.Н. Попов. М.: Энергоиздат, 1981. 296 с.

8. Спелицин Р.И. Исследование заглубления электрической дуги в жидкую ванну в условиях высокомощных дуговых сталеплавильных печей // Элек-тротех. промышленность. Сер. Электротермия. 1975. №12. С. 10-11.

9. Ю.Никольский Л.Е., Смоляренко В.Д., Кузнецов Л.Н. Тепловая работа дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия, 1971. 344 с.

10. Спелицин Р.И., Смоляренко В.Д., Курлыкин В.П. Правомерность применения закона Кеплера для расчета облученности футеровки ДСП // Элек-тротех. промышленность. Сер. Электротермия. 1976. №6. С.6-7.

11. Спелицин Р.И., Смоляренко В.Д. Влияние электрического режима на стойкость футеровки ДСП // Оптимизация конструкций и режимов работы электротермического оборудования: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1982. С.20-24.

12. Смоляренко В.Д. Прогнозирование влияния энергетического режима на стойкость футеровки дуговой сталеплавильной печи // Математическое моделирование и расчет дуговых и плазменных сталеплавильных печей: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1983. С.19-20.

13. Макаров А.Н., Николаев А.В. Расчет радиационного теплообмена в плаз-менно-дуговых печах // Пятое Всесоюзное совещание по плазменным процессам в металлургии и технологии неорганических материалов. Тез. докл. Москва, октябрь 1988. М. 1988. 4.1. С.24-25.

14. Макаров А.Н., Шимко М.Б., Острик В.В. Анализ основных технико-экономических показателей работы дуговых печей переменного и постоянного тока // Электрометаллургия. 2004, №3, с. 5-9.

15. Макаров А.Н., Макаров Р.А., Воропаев В.В. Анализ энергетических характеристик высокомощных дуговых сталеплавильных печей // Электричество. 2004. №5. с. 34-36.

16. Кайбичева М.Н. Футеровка электропечей. М.: Металлургия, 1975. 280 с.

17. Макаров А.Н. Теплообмен в электродуговых и факельных печах и топках паровых котлов. Тверь: ТГТУ, 2003, 348 с.

18. Макаров А.Н., Свенчанский А.Д. Оптимальные тепловые режимы дуговых сталеплавильных печей. М.: Энергоатомиздат, 1992. 96 с.

19. Макаров А.Н. Теплообмен в дуговых сталеплавильных печах. Тверь: ТГТУ, 1998. 184 с.

20. Макаров А.Н., Свенчанский А.Д. Расчет отраженной составляющей облученности футеровки от дуг в дуговых сталеплавильных печах // Электро-тех. промышленность. Сер. Электротермия. 1983.№5. С. 1-2.

21. Свенчанский А.Д., Макаров А.Н. Определение тепловых потоков дуг в сталеплавильных печах // Электротех. промышленность. Сер. Электротермия. 1982. №6. С. 6-8.

22. Макаров А.Н. Математическая модель плазменно-дуговой печи с доминирующим излучением как электротеплового преобразователя // Известия вузов. Черная металлургия. 1989. №7. С. 139-142.

23. Егоров A.B., Моржин А.Ф. Электрические печи. М.: Металлургия, 1975. 351 с.

24. Кузнецов Л.Н., Пирогов H.A., Егоров A.B. Расчет параметров дуговых сталеплавильных печей для плавки металлизированных материалов // Исследование в области промышленного электронагрева: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1981. С. 88-97.

25. Самохвалов Г.В., Черныш Г.И. Электрические печи черной металлургии. М.: Металлургия, 1984. 232 с.

26. Сосонкин О.М., Кудрин В.А. Водоохлаждаемый свод электродуговой печи. М.: Металлургия, 1985. 144 с

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

28. Макаров А.Н., Макаров P.A. Теплоотдача электрических дуг в плазменно-дуговых и дуговых сталеплавильных печах трехфазного и постоянного токов // Известия вузов. Черная металлургия. 1999. №6. С. 16-19.

29. Макаров А.Н., Макаров P.A. Распределение потоков излучения дуг в дуговых сталеплавильных печах трехфазного и постоянного токов в период расплавления // Известия вузов. Черная металлургия. 1998. №2. С. 11-14.

30. Лесков Г.И. Электрическая сварочная дуга. М.: Машиностроение, 1970. 335 с.

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

32. Сисоян Г.А. Электрическая дуга в электрической печи. М.: Металлургия, 1971.304 с.

33. Бортничук Н.И., Крутянский М.М. Плазменно-дуговые плавильные печи. М.: Энергоиздат, 1981. 120 с.

34. Теплотехнические расчеты металлургических печей: Учебник / Под ред. A.C. Телегина. М.: Металлургия, 1993. 368 с.

35. Кривандин В.А., Егоров A.B. Тепловая работа и конструкции печей черной металлургии: Учебник. М.: Металлургия, 1989. 462 с.

36. Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент: Справочник / Под общ. ред. В.А. Григорьева и В.М. Зорина. М.: Энергоиздат, 1982. 512 с.

37. Блох А.Г., Журавлев Ю.А., Рыжков Л.Н. Теплообмен излучением: Справочник. М.: Энергоатомиздат, 1991. 432 с.

38. Кузьмин В.А., Маратканова Е.И., Даутов Э.А. Инженерная методика расчета теплового излучения дисперсных систем//Изв. Вузов: Авиационная техника. 1989, №1, с. 74-78.

39. Чандрасекар С. Перенос лучистой энергии. М.: ИЛ, 1993, 431 с.

40. Адзерихо К.С. Лекции по теории переноса лучистой энергии/ Под ред. М.А.Ельяшевича. Минск: Изд-во БГУ, 1975, 192 с.

41. Смелов В.В. Лекции по теории переноса нейтронов. М.: Атомиздат, 1972, 173 с.

42. Марчук Г.И. Методы расчета ядерных реакторов. М.: Госатомиздат, 1961, 668 с.

43. Невский A.C. Лучистый теплообмен в печах и топках. М.: Металлургия, 1971.440 с.

44. Телегин A.C., Швыдкий B.C., Ярошенко Ю.Г. Тепломассоперенос. М.: Металлургия, 1995. 400 с.

45. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. Новосибирск: Наука, Сибирское отделение, 1970. 659 с.

46. Суринов Ю.А. Обобщенный зональный метод исследования и расчета лучистого теплообмена в поглощающей и рассеивающей среде // Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт. 1975. № 4. С. 112-137.

47. Макаров А.Н., Свенчанский А.Д. Теплообмен в камере дуговой сталеплавильной печи при несимметричном режиме // Вопросы теплообмена в электротермических установках. М.: Энергоатомиздат, 1983. С. 67-72.

48. Егоров A.B. Электроплавильные печи черной металлургии: Учебник для вузов. М.: Металлургия, 1985. 280 с.

49. Schwabe W.E., Robinson С.С. Development of large steel Fumase from 100 to 400 toncapacity // 7 Congress of International Unionfor elektroheat. / Warsaw, 1972. P. 126-142.

50. Дуговые печи постоянного тока. Исследование режимов работы и опыт эксплуатации / М.Я. Каплун, М.М. Крутянский, B.C. Малиновский и др. // Актуальные проблемы создания дуговых и рудно-термических печей: Сб. тр. / ВНИИЭТО, 1984. С. 44-53.

51. Крутянский М.М., Малиновский B.C. Энергетические и газодинамические параметры стационарной электрической дуги в плазменной печи // Исследования в области промышленного электронагрева: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1979. С. 125-134.

52. Кручинин A.M. Расчет динамических систем с электрической дугой: Учебное пособие. М.:МЭИ, 1988. 68 с.

53. Макаров А.Н. Лучистый теплообмен между поверхностями в дуговых сталеплавильных печах // Электрофизические, тепловые и электротехнические процессы в электротермических установках и вопросы управления ими: Сб. тр. №576 / МЭИ. 1982. С. 26-29.

54. Цишевский В.П. Рудовосстановительные печи и энергетические балансы дуговых металлургических печей. М.: МЭИ, 1980. 74 с.

55. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Расчет тепловых потоков в топке парового котла ТГМП-204 // Промышленная энергетика. 2002. №2. С.38-42.

56. Макаров А.Н., Дунаев А.Ю. Расчет теплообмена в регенеративном нагревательном колодце// Промышленная энергетика.2004.№ 10. С.49-53.

57. Адрианов В.Н. Основы радиационного и сложного теплообмена. М.: Энергия, 1972. 463 с.62.3игель Р., Хауэлл Дж. Теплообмен излучением. М.: Мир, 1975. 934 с.

58. Спероу Э.М., Сесс Р.Д. Теплообмен излучением. Л.: Энергия, 1971. 294 с.

59. Лисиенко В.Г. Интенсификация процессов теплообмена в пламенных печах. М.: Металлургия, 1978. 243 с.

60. Теплотехнические расчеты при автоматизированном проектировании нагревательных и термических печей: Справочник / Под ред. А.Б. Усачева. М.: Черметинформация. 1999. 185 с.

61. Технологическое сжигание и использование топлива / A.A. Винтовкин, М.Г. Ладыгичев, Ю.М. Голдобин, Г.П. Ясников. М.: Металлургия, 1998. 286 с.

62. Основы практической теории горения / Под ред. В.В. Померанцева. Л.: Энергоатомиздат, Ленинград, отд. 1986. 312 с.

63. Гидродинамика и теория горения потока топлива / Под ред. Б.В. Канторовича. М.: Металлургия, 1971. 485 с.

64. Сполдинг Д.Б. Горение и массообмен. М.: Машиностроение, 1985.235 с.

65. Брюханов О.Н., Мастрюков Б.С. Аэродинамика, горение и теплообмен при сжигании топлива: Справочное пособие. СПб.: Недра, 1994. 317 с.

66. Radiative Transfer-1. Proceeding of the First International symposium on Radiation Transfer (edited by prof M.Pinar Mengus). Kusadasi, Turkey. ICHMT, 1995, p. 800

67. Макаров A.H., Макаров P.А, Чернышов Д.В. Влияние электрических параметров на технико-экономические показатели дуговых сталеплавильных печей. // Электрофикация металлургических предприятий Сибири. Вып. 9. Томск: Издательство ТГУ. 2000. С.99-107.

68. Макаров А.Н., Чернышов Д.В. Анализ КПД дуг дуговых сталеплавильных печей. // Электроснабжение, энергосбережение и электроремонт. Тезисыдокл. Федеральной научно-технической конференции. Новомосковск: Изд. НИ РХТУ им. Д.И. Менделеева. 2000. С.32-34

69. Электротермическое оборудование: Справочник / Под общ. ред. А.П. Альтгаузена. М.: Энергия. 1980. 416 с.

70. Фарнасов Г.А., Рабинович В.Л., Егоров A.B. Электрооборудование и элементы автоматизации электроплавильных установок: Справочник. М.: Металлургия, 1976. 336 с.

71. Поволоцкий Д.Я., Гудин Ю.А., Зинуров И.Ю. Устройство и работа сверхмощных дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия, 1990. 176 с.

72. Экономия электроэнергии в дуговых сталеплавильных печах / Ю.Н. Тулу-евский, И.Ю. Зинуров, А.Н. Попов, B.C. Галян М.: Энергоатомиздат, 1987. 104 с.

73. Минеев Р.В., Михеев А.П., Рыжков Ю.Л. Повышение эффективности электроснабжения электропечей. М.: Энергоатомиздат, 1986. 208 с.

74. Марков H.A. Электрические цепи и режимы дуговых электропечных установок. М.: Энергия, 1975. 204 с.

75. Макаров А.Н. Влияние излучения электродов на износ сводов дуговых сталеплавильных печей // Известия вузов. Черная металлургия. 1991.№2. с.80-82.

76. Макаров А.Н. Формирование плавильной зоны в плазменно-дуговых и дуговых сталеплавильных печах трехфазного и постоянного токов // Известия вузов. Черная металлургия. 1996. №10. С.54-57.

77. Etude et développement du four electrigue monoarc a courant continu ARP / Grosjean Y.C., Destannes Ph., Maurer G., Lebrun C. Takahoski V. // Review metall. 1992. №2. S. 147-154.

78. Esmann H., Grunberg D. The direct current arc furnace, a new way to produce steel // Metallurgical Plant and Technology. 1983. №3. S. 23-27.

79. Митор B.B. Теплообмен в топках паровых котлов. М.: Машгиз, 1963. 180 с.

80. Блох А.Г. Теплообмен в топках паровых котлов. Л.: Энергоатомиздат, Ленинград. отд. 1984. 240 с.

81. Невский A.C. Теплопередача в мартеновских печах. М.: Металлургиздат, 1963. 230 с.

82. Конструкции и проектирование агрегатов сталеплавильного производства /

83. B.П. Григорьев, М.Ю. Нечкин, A.B. Егоров, Л.Е. Никольский. М.: Энергоатомиздат, 1991.512с.

84. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Расчет распределения излучения факела в топке парового котла // Промышленная энергетика. 2000.№11. С. 33-36.

85. Макаров А.Н., Чернышов Д.В., Воропаев В.В. Расчет теплообмена в камере сгорания стационарной газотурбинной установки. // Промышленная энергетика. 2006. №1. 31-36.

86. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидравлическое сопротивление: Справочное пособие. М.: Энергоатомиздат, 1990. 367 с.

87. Макаров А.Н. Распределение тепловых потоков в топке парового котла ТГМП 204 // Электрические станции. 2003. №1. с. 20-25

88. Макаров А.Н., Кривнев Е.И., Воропаев В.В. Теплообмен в топке парового котла ТГМП-314// Промышленная энергетика.2003 .№12. с.З 6-42.

89. Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехниче-ских установках. М.: Энергия, 1970. 400 с.

90. Макаров А.Н. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника на параллельные и перпендикулярные плоскости // Теплоэнергетика. 1997. №1. С. 65-68.

91. Макаров А.Н. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника на произвольно расположенные плоскости// Теплоэнергетика. 1998.№12. С.58-62.

92. Шульц Л.А. Повышение эффективности использования природного газа в методических печах // Известия вузов. Черная металлургия. 2002. №7. С.64-69.

93. Мастрюков Б.С. Теплотехнические расчеты промышленных печей: Учебник. М.: Металлургия, 1972. 368 с.

94. Макаров А.Н. Применение модели линейного источника для определения падающих потоков излучений в топке парового котла // Теплоэнергетика. 2001. №7. С.39-43.

95. Макаров А.Н., Воропаев В.В, Чернышов Д.В. Теплообмен в высокомощных шахтных дуговых сталеплавильных печах трехфазного тока. // Электротехника, электромеханика, электротехнологии. Труды Четвертой Международной конференции. М. МЭИ. 2000. С.397-399.

96. Ключников А.Д., Кузьмин В.Н., Попов С.К. Теплообмен и тепловые режимы в промышленных печах. М.: Энергоатомиздат. 1990. 176с.

97. Ключников А.Д. Критерии энергетической эффективности и резерва энергосбережения теплотехнологии, теплотехнических установок, систем и комплексов. М.: МЭИ. 1996. 38с.

98. Попов С.К., Морозов И.П. Расчетное исследование теплотехнологиче-ских процессов и установок. М.: МЭИ. 1998. 48с.

99. Высокотемпературные теплотехнологические процессы и установки: Учебник для вузов/И.И.Перелетов, Л.А. Бровкин, Ю.И. Розенгарт и др. Под ред. А.Д. Ключникова. М.: Энергоатомиздат. 1989.276с.