автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Совершенствование тепловой работы и конструкции шахтного подогревателя дуговой сталеплавильной печи

004617724

На правах рукописи

т

Райле Виктор Теодорович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ И КОНСТРУКЦИИ ШАХТНОГО ПОДОГРЕВАТЕЛЯ ДУГОВОЙ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ

Специальность 05.16.02 -«Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Челябинск 2010

004617724

Работа выполнена на кафедре пирометаллургических процессов Южно-Уральского государственного университета

Научный руководитель -

заслуженный деятель науки РФ доктор технических наук профессор Рощин В.Е.

Официальные оппоненты:

заслуженный деятель науки РФ доктор технических наук профессор Торопов Е.В.,

кандидат технических наук Зинуров И.Ю.

Ведущее предприятие - ОАО «Северсталь», г. Череповец.

Защита состоится "_"_2010 г., в 14.00, на заседании диссертационного совета Д 212.298.01 по присуждению ученых степеней в Южно-Уральском государственном университете по адресу: 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Южно-Уральского государственного университета.

Ваш отзыв (1 экземпляр), заверенный печатью, просим выслать по адресу: 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76, ЮУрГУ. Ученый совет, тел. (351) 267-91-23, факс (351) 267-97-44.

Автореферат разослан "_"__2010 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор физико-математических наук профессор 2МО Мирзаев Д. А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Основным фактором снижения себестоимости в производстве электростали является замена электрической энергии на более дешёвые альтернативные виды - природный газ, жидкое топливо и уголь. В инновационном развитии электросталеплавильного производства особое значение имеет фактор снижения потребления электроэнергии, стоимость которой в составе общей себестоимости составляет примерно 50...60%. Потребление электрической энергии в прошлом снижалось в основном за счёт применения газо-кислородной техники, а в дальнейшем может быть снижено за счёт использования тепла отходящих газов.

Для этих целей на протяжении последних 40...50 лет были созданы различные виды конструкций предварительного подогрева лома. Основными типами из них являются: автономные установки сушки и подогрева лома, использующие энергию природного топлива, установки предварительного подогрева лома с использованием тепла отходящих газов в сосуде вне агрегата печи, подогрев лома в системах подачи шихты, интегрированные установки подогрева лома (шахтные печи) и ряд других типов установок. Они достигли показателей экономии электроэнергии, которые лежат в пределах 30...80 кВт ч/т.

Внедрение интегрированных установок дало большой скачок в развитии и интенсификации процесса предварительного подогрева лома. Они решили ряд проблем, связанных с транспортировкой горячего лома, и устранили длинные газоходы, которые часто выходили из строя и были дорогими в обслуживании. Экономия электроэнергии на данных типах установок составляет 70... 100 кВт-ч/т, время плавки сократилось до 36 мин.

Однако на установках данного типа, как и на предыдущих с трудом соблюдаются нормы по выделению в окружающую среду вредных веществ. Основными представителями из них являются летучие углеводороды (VOC-Volatile organic compound), диоксины/фураны (PCDD/F - Polychlorierte Dibenzodioxine und Dibenzofurane) и ряд других вредных веществ, которые образуются в результате неполного сгорания органических примесей при нагреве металлолома. Причиной неполного сгорания органических примесей, содержание которых колеблется от 5 до 25 кг в одной тонне бытового лома, является недостаточное количество тепла отходящих газов. Данное количество тепла составляет около 65 % энергии, которая необходима для «полного» подогрева лома до 800 °С и отходящих газов до 850...900 "С. Проведённые широкомасштабные измерения и исследования на ряде Европейских сталеплавильных предприятий показали, что соблюдение современных норм выделений диоксинов/фуранов можно технически реализовать при условии, когда температура отходящих газов после шахтного подогревателя лежит в преде-

лах 900...450 °С. В существующих шахтных подогревателях температура на выходе лежит в пределах 1200...150 "С.

Для соблюдения современных норм выделения вредных веществ отходящие газы после процесса подогрева лома необходимо нагреть до температуры 850...900 °С, а затем резко охладить до 250 °С. Для этого в систему дожигания отходящих газов необходимо вводить дополнительную энергию не менее 10... 15 кВт-ч/т при условии, что в системе нет посторонних подсосов воздуха. Данные технологические трудности и требования по выделению вредных веществ нередко сводили экономию энергии к нулю и принуждали к отказу от процесса предварительного подогрева лома.

Таким образом, при соблюдении норм выделений вредных веществ в окружающую среду все известные процессы лишь устраняли негативные последствия предварительного подогрева лома. На современном этапе, в связи с введением жёстких экологических норм по выделениям вредных веществ и дальнейшим удорожанием всех видов энергии, ставится задача нахождения путей устранения причин образования основных источников вредных веществ и дальнейшего снижения удельных расходов энергии при производстве стали.

Цель и задачи работы. Целью данной работе является совершенствования конструкции и тепловой работы шахтных подогревателей ДСП с учётом современных экологических требований. Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Оптимизировать конструктивное исполнение шахтного подогревателя для улучшения организации газового потока и теплообмена между отходящими газами и ломом.

2. Усовершенствовать термическое исполнение шахтного подогревателя для улучшения работы системы дожигания отходящих газов и показателей подогрева лома.

3. Разработать новый процесс комбинированного подогрева лома в шахтном подогревателе, отвечающий современным требованиям электрометаллургического производства и экологическим требованиям.

4. Составить и проанализировать тепловой баланс нового комбинированного процесса подогрева лома.

5. Выявить преимущества комбинированного процесса подогрева лома.

Научная новизна и положения, выносимые на защиту. Научная новизна работы заключается в разработке нового комбинированного процесса подогрева лома, который устраняет основные причины образования вредных веществ и приводит к снижению потребления электроэнергии.

В работе установлены следующие теоретические положения: 1. Впервые введено и обосновано понятие «температура полного подогрева лома», которая ещё обеспечивает высокое значение теплового к.п.д. газо-

кислородных систем горения, но, в то же время, исключает образование высокотоксичных веществ.

2. Показано, что основной причиной образования вредных веществ при предварительном подогреве лома является недостаточная энтальпия отходящих газов. Она составляет не более 65 % от количества теплоты, необходимой для достижения температуры полного подогрева лома.

3. Определены виды теплопереноса в различных зонах по высоте столба лома шахтного подогревателя. Установлено, что основным видом теплообмена является конвективная теплоотдача.

4. Выполнены расчёты скоростей потока отходящих газов, представлено распределение зон принудительного и свободного конвективных потоков в шахтном подогревателе. Показано негативное влияние на процесс подогрева лома наличие зоны свободного конвективного потока.

5. Выявлено отрицательное влияние на процессы предварительного подогрева лома и образование вредных веществ подсоса холодного воздуха. Обоснована целесообразность применения в шахтном подогревателе симметричного отвода отходящих газов.

6. Анализ термического исполнения шахтного подогревателя показал, что водоохлаждаемые панели играют роль холодильника. В целях накопления тепла при холостом режиме работы и для отдачи тепла при рабочем режиме вместо панелей целесообразно использование термических плит - накопителей тепла.

7. Предложен комбинированный процесс подогрева лома, который стабилизирует тепловую работу шахтного подогревателя и позитивно влияет на работу последующих модулей газоочистки. Он создаёт оптимальные условия сгорания органических примесей в металлоломе, которые сгорая, выступают' дополнительным источником тепла, что позволяет более полно использовать энтальпию отходящих газов и выдерживать нормы выделения вредных веществ при всех режимах работы шахтной печи.

Практическая значимость работы.

1. Использование симметричного отвода отходящих газов уменьшило зону свободной конвекции с 1/3 до 1/9 объёма шахтного подогревателя, средняя температура лома повысилась на 37 °С, расход электроэнергии снизился на 5... 7 кВт-ч/т.

2. Применение шиберного затвора на У* уменьшило подсос холодного воздуха по сравнению с колпаком шахты, температура отходящих газов повысилась на 44 °С, расход природного газа на дожигание отходящих газов снизился на 6 %.

3. Комплексные мероприятия по улучшению шахтного подогревателя второго поколения снизили время выброса неорганизованных газов в цех с 5...7 до 1...2 мин за время плавки. Повысилось время организованного отсоса

отходящих газов, снизились неконтролируемые выбросы вредных веществ в помещение цеха.

4. Введение в конструкцию шахтного подогревателя термических плит даёт экономию энергии в размере 10,6 кВт-ч/т, среднее повышение температуры лома составляет 7 °С, температура отходящих газов повышается на 18 °С. Термические плиты снизили коэффициент теплопередачи на 35 %, потери тепла через водоохлаждаемые панели снизились при рабочем режиме работы с 37,2 кВт-ч/т на 27,7 кВт-ч/т; при холостом режиме работы с 71,9 кВт-ч/т на 53,5 кВт-ч/т. Количество воды на охлаждение шахтного подогревателя снизилось с 812,4 м3/ч на 604,2 м3/ч.

5. Термические плиты при холостом режиме работы снижают температуру отходящих газов на 252 °С и ограничивают её не более 1100 °С.

6. Комбинированный процесс подогрева повышает среднюю температуру лома на 250 °С и доводит её до 800 °С, удельный расход электроэнергии снижается до 220 кВт-ч/т. Мощность питающего трансформатора снижается на 26 %, время работы под током на 8 мин, а производительность сталеплавильного агрегата повышается на 22 % по сравнению с существующим шахтным подогревателем.

7. Температурные характеристики шахтного подогревателя обеспечивают полное сгорание органических примесей, что даёт при их содержании в бытовом металлоломе 10 кг/т дополнительно 53 кВт-ч/т энергии.

8. Применение комбинированного процесса подогрева лома стабилизирует работу модулей газоочистки, позволяет отказаться от камеры дожигания и использовать тепло отходящих газов в рекуперативных целях.

Апробация работы. Результаты работы были представлены на XIII и XIV международных научных конференциях «Современные проблемы электрометаллургии стали» (2007 и 2010 гг., г. Челябинск) и на выставке «Лит-маш» (май 2010 г., г. Москва), обсуждались на технических советах фирмы «Сименс ФАИ Металз Текнолоджиз ГмбХ» (ноябрь 2008 г., март 2009 г., Вилынтетг-Легельсхурст, Германия), предприятий «Сталь Герлафинген» (март 2008 г., г. Герлафинген, Швейцария) и «Северсталь» (июль 2009 г., июнь 2010 г., г. Череповец, Россия), на 62-й научной конференции ЮжноУральского государственного университета.

Публикации. Содержание работы отражено в 8 печатных публикациях, 6 из которых опубликованы в изданиях, рекомендованных ВАК, 1 - в материалах международной конференции и 1 - немецким патентным ведомством.

Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, литературного списка из 149 наименований и 30 приложений, изложенных на 182 страницах машинописного текста, содержит 22 таблицы и 51 рисунок.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Процессы предварительного подогрева лома

Процесс газообразования в электрометаллургических агрегатах существенно зависит от периода плавки и его режимов. Проведенный анализ литературных источников и расчёты показывают, что удельное количество отводимых газов из печного пространства зависит от различных факторов и лежит в диапазоне от 40 до 600 м3/т-ч, т. е. отличается на порядок. Меняется также температура отходящих газов во время различных фаз работы печи от 800 до 1600 °С. Для отсоса образующихся в плавильном агрегате газов и поддержания оптимального давления под сводом печи поддерживается разрежение от -7 до -15 Па. Данное обстоятельство оказывает негативное влияние на процесс предварительного подогрева лома. Это приводит к периодам сильно уменьшенного потока отходящих газов, во время которых практически не происходит подогрев лома, падению температуры и, как следствие, к образованию различных вредных веществ, для устранения которых необходимы большие энергетические затраты в последующих модулях газоочистки.

При анализе формирования количества отходящих газов, которые необходимо дожигать в камерах дожигания, в данной работе впервые учтены и представлены картины подсосов воздуха через неплотности в трактах шахтного подогревателя, а также количество газов, которые образуются в результате тления и неполного сгорания органических примесей в металлоломе. Мощность газо-воздушных горелок, которые обычно применяются в системах дожигания отходящих газов, зависит от типа электросталеплавильного агрегата и лежит в пределах 16...24 мВт."Однако практика показывает, что данная мощность горелок ввиду неучтённых подсосов воздуха и тления органических веществ практически не повышает температуру отходящих газов до расчётной >850 °С.

Таблица 1

Суммарное количество газов, необходимое для дожигания в камерах сгорания

Емкость ДСП, т 80 100 120 150 200*

Уг, количество печных газов, м3/ч 35 000 40 000 45 000 55 000 65 000

Уне, тление и неполное сгорание органических веществ (УОС, С02, N0*, СО, РСБО/Б), м3/ч 3 000* 4 000* 5 000* 7 000* 8 000*

Ув, подсосы воздуха, м3/ч 19 000 20 000 22 000 22 000 25 000

Усо2, объём воздуха для преобразования СО в СОг, м3/ч 10 000 12 000 15 000 18 000* 20 000

Уд, общее количество газа, м3/ч 67 000 76 000 87 000 102 000* 118 000

* - данные экспериментально не подтверждены

Химические процессы, сопровождающие процесс предварительного подогрева лома, имеют решающее значение при рассмотрении экологического аспекта работы шахтной печи. В современных электрометаллургических агрегатах на химический состав газов до процесса подогрева лома сильное влияние оказывает работа высокомощных газокислородных горелок и влага загружаемой шихты. Процесс предварительного подогрева лома позитивно сказывается на уменьшении содержания водорода в стали. Анализ литературы и информация фирм показывают, что вредные вещества, такие как летучие углеводороды, диоксины/фураны, образуются также до процесса предварительного подогрева лома, особенно в первоначальный период плавки, и даже при отсутствии в металлоломе органических примесей. Этот факт противоречит устоявшемуся мнению, что обычные электрометаллургические агрегаты (без предварительного подогрева лома) практически не выделяют вредных веществ.

Анализ влияния процесса подогрева лома на химический состав газов показывает, что внутри столба металлической шихты происходят различные по своей природе процессы. До сих пор в различной литературе данные процессы рассматривались как однородные и не делились на различные термические зоны. В данной работе впервые столб лома по высоте разделён на 4 зоны, в которых происходят разные физические и химические процессы. Зона полного термического сгорания и примеры существующих агрегатов показывают идеальные условия подогрева и переплавки лома с большим содержанием органических примесей. Зоны неполного сгорания органических веществ, которые характеризуются образованием ароматических углеводородов и диокси-нов/фуранов, оказывают решающее значение на работу всего электрометаллургического комплекса (шахтного подогревателя и модулей газоочистки).

В данной работе впервые проведён анализ химических процессов, показаны области температур и зоны выделения вредных веществ по высоте столба нагреваемого лома. Процесс дожигания и уничтожения ароматических углеводородов (VOC) не представляет собой в настоящее время большой сложности. При температуре выше 750 °С происходит полное сгорание (без процесса «новосинтеза») углеводородов до устойчивых соединений Н20 и СОг- Однако процесс образования диоксинов/фуранов (PCDD/F), которые являются одними из самых известных токсичных ядов в природе, создаёт большие сложности для соблюдения норм выделения вредных веществ в окружающую среду. Показанные в литературе и доказанные на практике условия устранения диоксинов/фуранов (сжигание при температуре выше 850 °С, затем резкое охлаждение потока газа в течение 1,5 с до температуры ниже 250 °С), представляют собой в настоящее время сложный технологический процесс. Температура 850...900 °С является определяющей при расчёте и компоновке шахтного подогревателя и всех модулей газоочистки; в данной работе она впервые определена как полная температура подогрева лома. Смысл и преимущество данной температуры состоит в том, что она является наиболее

выгодной с точки зрения устранения источника образования диокси-нов/фуранов и удачно сочетается с тепловым к.п.д. работы газо-кислородных систем горения. Мероприятия по дожиганию и устранению диокси-нов/фуранов часто сводили в прошлом к нулю весь энергетический эффект от предварительного подогрева лома. Данное обстоятельство, которое связано также с введением жёстких экологических норм, ведёт в настоящее время к ограниченному применению установок с предварительным подогревом лома.

Зона интенсивного сгорания оксида углерода СО до двуокиси углерода СОг.

Область тления углеводородных соединений. Зона интенсивного образования VOC. PCDD/F.

Область частичного термического сгорания углеводородных соединений. Зона интенсивного образования У'ОС, РСОР/Р.

Область неполного термического сгорания углеводородных соединений. Начальная зона образования VОС. РСОО/Р.

Область полного термического сгорания углеводородных соединений. Образование УОС. РСОР/Р в пределах норм.

Предполагаемый профиль распределения температур по высоте столба нагреваемого металлолома.

Рис. 1. Температурные пределы и зоны выделения вредных веществ по высоте лома

Представленные в работе энергетические балансы различных ДСП с предварительным подогревом лома и без него убедительно показывают энергетическое преимущество интегрированных установок с предварительным подогревом лома. Показаны удельные себестоимости различных видов энергий по сравнению с электрической энергией. Отсюда следует вывод, который подтверждает актуальность снижения или замены электрической на альтернативные энергии. Для полного энергетического баланса при работе установок с предварительным подогревом лома следует обязательно учитывать дополнительные энергетические затраты на устранение возникших вредных веществ, а также первичную экономию энергии электростанций, необходимую для работы электросталеплавильного агрегата. Особенно большое значение имеет представленный в работе к.п.д. газо-кислородных систем горения, которые применяются для нагрева лома в начальной фазе работы печи. Использование газо-кислородных систем для нагрева лома в шахтном подогревателе выше 1000 °С не является экономически эффективным. Данное обстоятельство бла-

гоприятно сочетается с необходимой температурой подогрева лома - около 800 °С и отходящими газами >850 °С (в целях устранения образования вредных веществ).

Проведённый исторический и технологический анализ существующих процессов подогрева лома показывает эффективность и большой потенциал интегрированных установок подогрева лома, где такая установка непосредственно интегрируется с электросталеплавильным агрегатом. Они по сравнению с предшествующими установками предварительного подогрева лома решили сложную проблему транспортировки горячей бадьи в цехе, уменьшили потери тепла и неорганизованные выделения вредных веществ в цех. Важным фактором явилось и остаётся то, что интегрированные установки являются компактными и конструктивно простыми. Они устранили большое количество длинных и громоздких газоходов, которые вызывали большие тепловые потери и в процессе эксплуатации являлись весьма трудоёмкими, часто приводящими к простоям оборудования. Экономия электрической энергии (без учёта энергии на устранение вредных веществ) интегрированных установок (шахтных печей) достигла от 70 до 100 кВт-ч/т. Однако данный тип установок, как и все предыдущие, не решил принципиального вопроса устранения причин возникновения различных вредных веществ. Это объясняется в первую очередь нехваткой тепла отходящих газов ДСП для подогрева лома и, как следствие, наличием в столбе лома различных температурных зон.

Совершенствование потока и теплообмена отходящих газов в шахтном подогревателе

Анализ процесса передачи тепла отходящих газов металлической шихте показал, что при подогреве лома в нижней части столба тепло передаётся преимущественно путём теплового излучения, исходящего от поверхности ванны печи, а также за счёт конвективного теплообмена отходящих газов. В остальных зонах столба лома тепло передаётся в основном за счёт конвекции и теплового изучения между отходящими газами и поверхностью шихты. Тепловое излучение между отходящими газами и поверхностью шихты во многом зависит от суммарного коэффициента теплового излучения многоатомных газов, в основном диоксида углерода СОг и водяного пара Н20. Одноатомные газы мало влияют на суммарный коэффициент излучения. Кроме того, на суммарный коэффициент излучения влияет состав и характер пыли, которые трудно учесть при расчётах. При конвективном теплообмене основную роль играет режим «принудительной конвекции», так как поток отходящих газов создаётся вентиляторами. Режим «свободной конвекции» создаётся тогда, когда регулирующая заслонка закрыта или приоткрыта, а также при наличии неплотностей в шахтном подогревателе. Рассмотрение обтекания потоком отходящих газов тел сложной формы, которыми являются в основном все тела лома, показало, что характер режима обтекания является смешанным. На начальном участке возникает ламинарный пограничный слой, на остальной час-

10

ти - турбулентный. Данный фактор является определяющим при определении числа Нуссельта и коэффициентов теплопередачи в столбе лома.

В работе проведён анализ и показаны недостатки шахтных подогревателей второго поколения на примере действующей установки. Основными причинами являются: неравномерный отсос газов по периметру шахтного подогревателя, неплотное прилегание колпака шахты и отсутствие устройства улавливания крупной пыли после шахтного подогревателя. Следствием являются неравномерный подогрев лома, повышенный выброс неорганизованных газов в цех (т.н. «каминный эффект»), а также процесс «Новосинтеза» - повышенное образование вредных веществ после шахтного подогревателя. Имеются и другие негативные явления, снижающие эффективность подогрева лома и приводящие к повышенному образованию вредных веществ.

Расчёт теплового излучения, исходящего от поверхности ванны печи, показывает, что температура лома в нижней части подогревателя составляет, примерно, 930 °С. Это приводит к перегреву и к повышенному угару в нижней части столба лома, однако полностью избавиться от данного негативного явления в рамках интегрированных шахтных подогревателей не представляется возможным. Тепловое излучение между отходящими газами печи и металлоломом не играет существенной роли в повышении температуры лома, так как время излучения не превышает 5...7 мин от общего времени плавки. Оно определяется режимом работы, при котором регулирующая заслонка полностью закрыта или частично приоткрыта. Однако, при отсутствии лома в шахтном подогревателе теплопередача между газами печи и системой охлаждения вызывает большие потери тепла в шахтном подогревателе и создаёт режим перегрузки (ок. 1070 °С) для модулей газоочистки. Ввиду существующих недостатков газоотсоса в существующих шахтных подогревателях имеется область свободного конвективного теплообмена. Эффективность подогрева в зоне свободного конвективного теплообмена составляет около 1/3 от принудительного конвективного теплообмена, что является негативным эффектом шахтных подогревателей. Средняя температура подогретого лома в существующих шахтных подогревателях (зоны 1 ...4) составляет около 520 "С и является недостаточной с точки зрения полного подогрева лома.

Экспериментально и расчётом установлено, что поток отходящих газов, вследствие наличия неплотностей и неравномерного отсоса газов делится на зоны принудительной и свободной конвекции. Скорость потока отходящих газов в области принудительной конвекции вследствие несимметричного отсоса выше расчётной и составляет около 2,3 м/с. Общее сопротивление потока отходящих газов составляет около 7,6 мбар, что меньше расчётных данных, которые определялись без учёта подсосов холодного воздуха в шахтном подогревателе. В работе определено количество подсосанного холодного воздуха, которое составляет в рассматриваемом шахтном подогревателе до 20 000 м3/ч и снижает температуру отходящих газов примерно на 60... 70 °С.

Теоретически разработаны и практически осуществлены технологические и конструктивные мероприятия, улучшающие поток и теплообмен отходящих газов в шахтных подогревателях второго поколения. В этих целях устранён несимметричный отсос отходящих газов в шахтном подогревателе; для устранения подсосов холодного воздуха применена конструкция шиберного затвора; газоход шахты сконструирован таким образом, что он значительно устраняет выбросы неорганизованных газов в цех; у выхода газохода установлена камера осаждения крупной фракции пыли; управление передвижной муфтой позволяет избежать перегрузку модулей газоочистки во время превышения температуры отходящих газов более 900 °С. Симметричный отсос отходящих газов повысил среднюю температуру лома на 37 °С; скорость потока отходящих газов в области принудительной конвекции снизилась до 2,1 м/с, что улучшило коэффициент теплообмена между газами и металлоломом. В результате улучшения потока отходящих газов объём свободной конвекции снизился от 1/3 до 1/9 объёма шахтного подогревателя; применение шиберного затвора снизило подсосы холодного воздуха на % по сравнению с существующим колпаком и повысило температуру отходящих газов на 44 °С. Данные мероприятия практически устранили выброс неорганизованных газов в цех во время переходных процессов, что позволило при всех режимах работы шахтной печи выдержать нормы выделения вредных веществ в окружающую среду.

Таблица 2

Технические характеристики улучшенного шахтного подогревателя

и переходной части камеры дожигания

Шахтная печь, масса плавки: 80 т

Продолжительность плавки: 42 мин

Размеры шахтного подогревателя: А х В х Н: 5860 х 2430 х 6336 мм. Периметр шахтного подогревателя: 16 580 мм

Поперечное сечение шахтного подогревателя: 14 239 800 мм2 = 14,2 м2

Объем шахтного подогревателя над пальцами: 64 ма

Поток отходящих газов в шахтном подогревателе: Равномерный профиль скоростей по сечению шахтного подогревателя, поток - турбулент-но-ламин арный.

Поток газов, ток включен: 90 000...110 000 м3/ч

Поток газов, ток выключен: 40 000...50 000 м3/ч

Удельная мощность отходящих газов: 100 кВт-ч/т

Разрежение на выходе колпака шахты: - шахта полная - шахта пустая -13,0 мбар -2,0 мбар

Падение давления в шахтном подогревателе при наличии шихты: -11 мбар

Разрежение под сводом: ок. -0,1 мбар

Скорость потока отходящих газов: 0,78...2,15 м/с

Шиберный затвор: С направляющим устройством и лабиринтным уплотнением

Средний зазор между шиберным затвором и шахтным подогревателем: 1,5...2,5 мм, площадь подсасывания холодного воздуха 0,033 м2

Подсос холодного воздуха между шиберным затвором и шахтным подогревателем: 5.000...6.000 м3/ч

Передвижная муфта: Разъёмного типа, с устройством автоматического открытия при превышении температуры отходящих газов более > 900 °С

Переходная часть (колпак шахты, передвижная муфта и примыкающая секция камеры дожигания): Наличие камеры осаждения для улавливания крупной фракции пыли в отходящем газе

Вида

Рис. 2. Улучшенный шахтный подогреватель второго поколения

Термическое исполнение шахтного подогревателя, улучшающее процесс подогрева лома

Проанализировано существующее термическое исполнение и предложена конструкция, улучшающая тепловые характеристики шахтного подогревателя.

Исследование состояния термического исполнения шахтного подогревателя показало, что тепло от отходящих газов к водоохлаждаемым панелям шахтного подогревателя происходит при рабочем режиме работы (шахтный подогреватель с металлоломом) в основном за счёт конвективной теплопередачи, а при холостом режиме работы (шахтный подогреватель без лома) - за счёт теплового излучения. Проведённые тепловые расчёты и экспериментальные наблюдения выявили большие удельные потери тепла при рабочем режиме через водоохлаждаемые панели шахтного подогревателя, которые составляют около 37 кВт-ч/т выплавленной стали. При холостом режиме работы потери тепла составляют до 72 кВт-ч/т. Причиной данного явления является большая площадь стеновых панелей шахтного подогревателя и высокая температура отходящих газов. Шахтный подогреватель при холостом режиме работы практически играет роль «холодильника». Излучение тепла от неизолированных поверхностей шахтного подогревателей в окружающую среду незначительно и составляет около 0,2 кВт'Ч/т. Относительно «холодные» стены шахтного подогревателя ведут к недостаточному подогреву лома и дополнительному охлаждению отходящих газов по периметру шахтного подогревателя. Отсутствие аккумулирования тепла отходящих газов при холостом режиме работы шахтного подогревателя приводит к термической перегрузке модулей газоочистки. Другой проблемой является механическая стойкость стеновых панелей шахтного подогревателя, которые повреждаются при отклонении размеров лома от предписанных кондиций.

Таблица 3

Технические данные термического и механического исполнения

существующих шахтных подогревателей

Вместимость печи (т), предприятие 80, Г.ер-лафинген 115, Аристр. 120, Хабаш 125, Нер-васеро

Объём шахтного подогревателя над пальцами, м3 64 106 105 79

Площадь водоохлажд. панелей, м2 105 99 132 100

Диаметр панельных труб, мм 82,5 82,5 82,5 82,5

Толщина стенки панельных труб, мм 10 12,5 12,5 12,5

Потеря энергии через водоохлажд. панели шахтного подогревателя кВт-ч/т 37* 29 37 32*

Энергия отходящих газов, кВт-ч/т 100 150 163 115

Общее количество введённой энергии, кВт-ч/т 696 677 704 653

* Расчётные данные

Практическое внедрение термических плит в конструкцию шахтного подогревателя второго поколения позволило улучшить энергетические показатели работы шахтной печи и повысить механическую стойкость стеновых панелей. Проведённые расчёты и практические данные работы шахтной печи показали, что коэффициент теплопередачи между отходящими газами и водо-охлаждаемыми трубными панелями снизился в 1,34 раза. Это позволило уменьшить расход охлаждающей воды с 812 м3/ч на 604 м3/ч и размер трубных панелей с 082,5 х 12,5 мм на 073 х 10 мм. Среднее повышение температуры лома в результате применения термических плит составляет 7 °С, экономия энергии около 10,6 кВт-ч/т. Важным показателем эффективности термических плит является снижение температуры отходящих газов при холостом режиме работы печи на 252 °С, при рабочем режиме работы печи происходит повышение температуры отходящих газов на 18 °С. Данный эффект объясняется аккумулированием тепла отходящих газов при холостом режиме работы печи, а при рабочем режиме работы - отдачей накопленного тепла металлолому и отходящим газам.

Рис. 3. Термическое исполнение шахтного подогревателя второго поколения

Комбинированный процесс предварительного подогрева лома

В диссертации обоснована необходимость перехода от вторичных к первичным мероприятиям при решении проблем предварительного подогрева лома. Описан процесс и представлены расчёты энергетического баланса комбинированного процесса подогрева лома.

Проведённый анализ существующих процессов предварительного подогрева лома, совершенствование потока и теплообмена отходящих газов, улучшение термического исполнения шахтных подогревателей второго поколения показали принципиальные недостатки существующих процессов подогрева лома на примере интегрированной установки. Процесс подогрева характеризуется большой разницей температуры по высоте столба нагреваемого лома - от 930 °С в нижней части и до 150 °С в верхней части шахтного подогревателя. Средняя температура подогретого лома составляет не более 520...560 °С. Такое распределение температур в столбе лома создаёт благоприятные условия для образования различных вредных веществ, таких как летучие углеводороды (VOC), диоксины/фураны (PCDD/F) и другие вещества, которые образуются при температурах ниже 750 °С. Данные вредные вещества на существующих установках устраняются при помощи дожигания в специальных камерах дожигания при 850 °С, с последующим резким охлаждением отходящих газов до 250 °С. При этом энтальпия отходящих газов теряется безвозвратно. Отсюда следует основной вывод: для решения существующих проблем подогрева лома следует перейти от вторичных к первичным мероприятиям, которые устраняют причины образования вредных веществ и ведут к полному подогреву лома до средней температуры около 800 °С.

Разработан принципиально новый метод комбинированного подогрева лома, который сочетает существующий метод использования тепла отходящих печных газов и ввод дополнительного тепла через внешний источник энергии. Ввод тепла осуществляется ступенчато в каждой секции шахтного подогревателя с целью предотвращения падения температуры отходящих газов ниже 850 °С и полного подогрева лома до 800 °С. Такая комбинация подогрева лома не допускает падения температуры и исключает, таким образом, основной источник образования летучих углеводородов и диоксинов/фуранов. Комбинированный процесс подогрева лома устраняет необходимость дожигания отходящих газов и последующего резкого охлаждения, с целью предотвращения процесса «Новосинтеза». Постоянная температура на выходе шахтного подогревателя (850...900 °С) создаёт благоприятные условия для работы модулей газоочистки. В целях ограничения роста объёма отходящих газов в шахтном подогревателе и предотвращения образования NOx ввод тепла через внешний источник энергии должен осуществляться газо-кислородными системами горения.

Рис. 4. Схема установки комбинированного процесса подогрева лома

Расчёты энергетического баланса на примере шахтного подогревателя показывают, что для ведения комбинированного процесса подогрева лома через внешний источник энергии следует вводить 82 кВт-ч/т, расход электроэнергии при этом снижается до 220 кВт-ч/т выплавленной стали. Создание высокотемпературных условий в шахтном подогревателе приводит к полному сгоранию органических веществ в металлоломе, что является дополнительным источником энергии. При содержании 10 кг/т органических веществ в тонне лома выделяется около 53 кВт-ч/т. При этом становится очевидным, что тепло отходящих газов, которое составляет около 65 кВт-ч/т, явно недостаточно для полного подогрева лома и устранения вредных веществ. Высокое содержание тепла отходящих газов, при комбинированном процессе подогрева (182 кВт-ч/т), может использоваться в рекуперативных целях при охлаждении в модулях газоочистки.

% 31

8

29 5 7 11 9

100

25

5

6 7 2

55 100

Рис. 5. Энергетический баланс комбинированного процесса подогрева лома

Совместная работа шахтного подогревателя и модулей газоочистки

Рассмотрена совместная работа шахтного подогревателя и модулей газоочистки при существующей технологической схеме, представлены изменения, которые связаны с комбинированным процессом подогрева лома.

Комплексное рассмотрение работы шахтной печи и модулей газоочистки показало большое технологическое преимущество параметров комбинированного процесса подогрева лома. При данном процессе отпадает необходимость в камере дожигания и резком охлаждении отходящих газов. Постоянная температура отходящих газов 850...900 "С после шахтного подогревателя создаёт благоприятные условия для окончательного дожигания летучих углеводородов (УОС) и разложения диоксинов/фуранов (РСЕЮ/Е). Значительное сокращение переходных процессов, в первую очередь, подъём и падение температуры отходящих газов, ведущих к процессу «новосинтеза», стабилизируют и упрощают работу модулей газоочистки. Таким образом, комбинирован-

Электрическая энергия

|Газо-кислородные горелки ДСП [Экзотермические реакции Гобгорание электродов [Сгорание органических веществ [Комбинированный подогрев ^Предварительный подогрев

кВт ч/т 220

55 210 35 53 82 65

Итого: 720

Отходящие газы

Излучение и теплоотдача I Водяное охлаждение элементов

Шлак

Прочие потери

182 33 45 48 17

Общая отведенная энергия

395

Итого: 720

ный процесс подогрева лома создаёт стабильные условия работы, аналогичные достигнутым в установках сжигания мусора. Стабильная температура отходящих газов 900...850 °С после камеры реакции и осаждения пыли позволяет на первой ступени охлаждения (850...550 °С) использовать тепло отходящих газов в водоохлаждающих рекуперативных системах. Анализ работы охладителей второй ступени (550...250 °С) газоочистки показал большую эффективность современного принудительного воздушного охладителя. На данной ступени охлаждения тепло отходящих газов следует использовать для создания теплового потока воздуха для нужд ЭСПЦ или других целей.

Оптимальный расчетный температурный режим модулей системы

Рис. 6. Модульное представление шахтной печи и системы газоочистки при комбинированном процессе подогрева лома

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Проанализированы проблемы потока отходящих газов в существующих шахтных подогревателях второго поколения. Обобщены их технические характеристики. Описаны виды теплообмена и выполнены расчёты передачи тепла в столбе лома существующих шахтных подогревателей. Представлен расчётный профиль температур лома и отходящих газов по высоте столба лома. Описаны проблемы движения потока отходящих газов и выполнены расчёты для существующих шахтных подогревателей. Проведён расчёт сопротивления потоку отходящего газа в столбе лома.

2. Предложены конструктивные и технологические решения, улучшающие теплообмен и организацию потока отходящих газов улучшенного шахтного подогревателя. Разработана система расчётов, которая определяет параметры лома и отходящих газов. Представлен расчётный профиль температур по высоте столба нагреваемого лома в улучшенном шахтном подогревателе. Приведены технические характеристики и определена эффективность улучшенного

шахтного подогревателя по сравнению с подогревателем шахтных печей второго поколения. Предложенные конструктивные и технологические решения успешно реализованы в шахтных печах второго поколения.

3. Описано термическое исполнение и обобщены теплотехнические характеристики существующих подогревателей. Представлены основные тепловые характеристики работы шахтных печей, влияющие на процесс подогрева лома и работу модулей газоочистки. Проведён расчёт тепловых потерь при различных тепловых режимах работы печи. Предложены конструктивные решения, улучшающие термическое исполнение шахтного подогревателя. Проведены расчёты параметров улучшенного термического исполнения шахтного подогревателя и определены потери тепла при различных тепловых режимах работы. Представлены технические характеристики термостойких плит и показана эффективность улучшенного термического исполнения по сравнению с существующим шахтным подогревателем.

4. Обоснован и разработан комбинированный процесс подогрева лома на основе шахтного подогревателя, который создаёт оптимальные условия сгорания органических примесей в металлоломе, позволяет более полно использовать энтальпию отходящих газов и выдерживать нормы выделения вредных веществ при всех режимах работы шахтной печи. Показаны технологические преимущества комбинированного процесса подогрева лома по сравнению с существующим процессом.

5. Произведён расчёт энергетического баланса комбинированного процесса подогрева лома. Рассчитана тепловая мощность внешнего источника энергии, необходимая для подогрева лома и отходящих газов при комбинированном процессе подогрева. Приведена эпюра ввода энергии от внешнего источника тепла на примере 80 т шахтного подогревателя. Показано распределение температур лома и отходящих газов по зонам шахтного подогревателя. Рассчитан прямой энергетический баланс шахтной печи при комбинированном процессе подогрева лома.

6. Проанализирована совместная работа существующих агрегатов подогрева лома и модулей газоочистки. Определено влияние температурных характеристик шахтного подогревателя на работу модулей газоочистки. Разработана и показана функция шахтного подогревателя и модулей газоочистки при комбинированном процессе подогрева лома, показаны изменения в модулях газоочистки. Описана работа модулей газоочистки, в которых произошли изменения, обусловленные комбинированным процессом подогрева лома. Определён полный энергетический к.п.д. шахтной печи и модулей газоочистки при использовании энтальпии отходящих газов шахтного подогревателя.

7. Результаты работы внедрены и опробованы на ряде Европейских предприятий. Внедрение комбинированного процесса подогрева металлолома рассматривается на фирме «Сименс ФАИ» и на предприятии ОАО «Северсталь».

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ

1. Райле, В.Т. Технологические характеристики работы ДСП серии «ULTIMATE» и комбинированных горелок / В.Т. Райле, М. Абель, X. Михель // Современные проблемы электрометаллургии стали: материалы XIII Международной научной конференции. Ч. 1. - Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2007. - С. 3-10.

2. Райле, В.Т. Актуальные проблемы предварительного подогрева лома в электросталеплавильном производстве / В.Т. Райле // Электрометаллургия. -2009,- №9. -С. 42-46.

3. Райле, В.Т. Нейтрализация вредных выбросов из сталеплавильных электропечен путём термической и химической обработки отходящих газов / В.Т. Райле, В.Е. Рощин // Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2009. -Вып. 12. -№ 14 (147). - С. 32-37.

4. Райле, В.Т. Совершенствование работы шахтных подогревателей второго поколения / В.Т. Райле, В.Е. Рощин // Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2010. - Вып. 14. - № 13 (189). - С. 41-46.

5. Райле, В.Т. Концепция комбинированного подогрева металлолома в шахтных дуговых сталеплавильных печах / В.Т. Райле, В.Е. Рощин // Электрометаллургия. - 2010. - № 6. - С. 42-47.

6. Райле, В.Т. «ULTIMATE» - новое решение в области электросталеплавильного производства / В.Т. Райле, У. Вильхельм, М. Хайн // Электрометаллургия. - 2010. - № 1. - С. 7-13.

7. Райле, В.Т. Концепция высокопроизводительного мини - завода по производству сортового проката / В.Т. Райле, Л. Джиакомини // Электрометаллургия. - 2010.-№ 7. - С. 9-14.

8. Опубликование изобретения немецким патентным ведомством под номером DE 10 2008 060 774 Al 2010.07.15 от 15.07.2008 г. Общее наименование: «Процесс подогрева металлолома и устройства в сталеплавильной индустрии». Основной признак изобретения: «Комбинированный процесс подогрева металлолома в шахтных дуговых сталеплавильных печах». Заявитель и изобретатель: Райле Виктор. Адрес: 77746 Шутгервальд, Германия.

Райле Виктор Теодорович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ И КОНСТРУКЦИИ ШАХТНОГО ПОДОГРЕВАТЕЛЯ ДУГОВОЙ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ

Специальность 05.16.02 -«Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Издательский центр Южно-Уральского государственного университета

Подписано в печать 14.09.2010. Формат 60x84 1/16. Печать цифровая. Усл. печ. л. 1,16. Уч.-изд. л. 1. Тираж 100 экз. Заказ 372/637.

Отпечатано в типографии Издательского центра ЮУрГУ. 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76.

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Физические процессы предварительного подогрева лома

1.1.1. Формирование тепла отходящих газов

1.1.2. Газообразование в агрегатах плавки стали и дожигание отходящих газов

1.2. Химические процессы, сопровождающие процесс подогрева металлолома

1.2.1. Состав газов до процесса предварительного подогрева

1.2.2. Влияние процесса подогрева на химический состав газов

1.3. Энергетический баланс ДСП с предварительным подогревом металлолома

1.4. Существующие процессы предварительного подогрева металлолома

Основным фактором снижения себестоимости в производстве электростали является замена электрической энергии на более дешёвые энергии такие, как горючее топливо и кислород. Особое значение в инновационном развитии электросталеплавильного производства играет фактор снижения потребления электроэнергии, который в составе общей себестоимости составляет примерно 5060 %. Тенденция продолжает расти. Потребление электрической энергии, которое в прошлом было снижено в основном за счёт применения газо-кислородной техники, может быть дальше снижено путём использования энергии тепла отходящих газов. В прошлом в этой области был разработан ряд технологий, которые прошли несколько этапов развития.

- Первоначально процесс подогрева металлолома возник как автономный' процесс сушки металла от снега и льда. В основном это процесс заключался в сушке и в незначительном подогреве металлолома вне печи до температур мах. 300-400 °С. Топливом в этих агрегатах служил природный газ или жидкое топливо. Данный процесс сушки и подогрева металлолома на первоначальном этапе развития-был серьёзным дополнением^ в отношении < внешнего ввода в ДСП дополнительной энергии, так как ДСП представляли собой1 маломощные электрические агрегаты. Однако, из-за причин значительного выделения дымовых газов и загрязнения окружающей среды, данные установки в настоящее время не находят дальнейшего применения.

- Следующий этап развития процесса подогрева металлолома заключался в использовании физического тепла- отходящих газов ДСП. Конструкция данных установок, в основном, представляли собой сложные системы рекуперационных установок, которые использовали тепло отходящих газов для подогрева лома вне печи. Такие установки позволяют подогревать шихту до температуры около 800 °С. Данные установки отводили использованные газы полностью (системы без рециркуляции газов) или частично (системы с рециркуляцией газов) возвращали их в специальную камеру для дожигания. Преимуществом данных установок была более высокая температура подогретого лома, что значительно сократило время работы ДСП под электрическим током и повысило производительность электропечных агрегатов. Хотя экономические результаты были вполне удовлетворительны, данный процесс предварительного подогрева лома, из-за ограниченной стойкости 4 загрузочных бадей и причин загрязнения окружающей среды, не получил широкого распространения.

- Дальнейшие варианты развития процессов предварительного подогрева лома такие, как процесс подогрева в шахтной печи без удерживающих пальцев, двойной шахтной печи и шахтной печи с удерживающими пальцами, так называемые интегрированные установки, показали и доказали высокую эффективность интегрированного подогрева металлолома. Новизной этих агрегатов был процесс подогрева металлолома, где конструктивно совмещались агрегаты обычных ДСП и устройства предварительного подогрева, так называемой шахты. Данная конструкция позволяет полностью и эффективно использовать тепло отходящих газов. При работе на 100%-м ломе, расход электроэнергии в данных агрегатах снизился до 340 кВт-ч/т, экономия электроэнергии составила от 70 до 100 кВт-ч/т, время работы под током за период плавки сократилось до 38 мин. В отношении повышения производительности электросталеплавильных агрегатов произошел большой шаг вперед, снизились потери тепла за счёт совмещения агрегатов плавки и подогрева, отпала необходимость в дополнительном времени на передвижение и загрузку корзин со скрапом. В целях соблюдения экологических норм по выделению вредных веществ, данные агрегаты потребовали устройства дополнительных камер дожигания и реакции. После процесса предварительного подогрева металлолома остывшие газы ДСП необходимо снова нагреть до температуры не ниже 800° С и тут же резко охладить с тем, чтобы предотвратить обратное восстановление вредных веществ. Часто процесс дожигания отходящих газов, особенно при большом удалении камер дожигания и реакции от печных агрегатов, сводил прямой энергетический баланс близко к нулю. Экономия электроэнергии происходила за счёт повышения производительности агрегатов и снижения времени работы под электрическим током.

- Следует также отметить эффект процесса предварительного подогрева металлолома в печах конструкции «ULTIMATE®». Высокое печное пространство играет роль «шахты» для нагрева столба шихты отходящими газами. Высокая температура отходящих газов достигается за счёт ультравысокой мощности ДСП, до 1,5 МВА/т, а также за счёт встроенных горелок, и кислородных фурм по всему периметру ванны печи. Данная конструкция и процесс работы печи предотвращают образование вредных веществ в отходящих газах, что не требует дополнительных устройств термической обработки отходящих газов. Однако, относительная небольшая высота ванны печи, по сравнению с шахтой, даёт небольшой эффект предварительного подогрева металлолома. Данная конструкция показывает возможный принцип работы печей с предварительным подогревом металлолома без наличия камер дожигания.

- Процесс предварительного подогрева лома «СопБ1ее1®» предусматривает непрерывный подогрев металлической шихты в специальном подогревателе конвейерного типа. С точки ведения процесса расплавления шихты и энергетического режима работы ДСП, данный процесс подогрева является, оптимальным. Из-за ограниченной стойкости конвейера с подогревателем, температура подогретого лома не превышает 600-750 °С. Кроме того, данные установки требуют большие площади для размещения' в цехе, специальной подготовки металлической шихты, а также дополнительных устройств камер дожигания для отходящих газов.

- Известны также многие другие разработки в области предварительного подогрева металлического лома. Следует отметить такие агрегаты как «ТДСА®* (топливно-дуговой сталеплавильный агрегат) института НИИМ и «СОвв®" фирмы «Фукс Текнолоджи»: Конструкции данных агрегатов < представляют собой оригинальные решения, в области предварительного подогрева металлического лома, и имеют те же преимущества и недостатки, которые характерны для вышеописанных агрегатов.

Учитывая важность энергетического фактора и современные нормы выделения* вредных веществ в электросталеплавильном производстве, в данной' работе ставится задача нахождения дальнейших решений по совершенствованию тепловой работы и конструкции агрегатов предварительного подогрева металлолома.

Основные выводы:

1. Описаны физические процессы, которые происходят во время предварительного подогрева металлолома в шахтных подогревателях. Представлена картина формирования тепла отходящих газов, процесс передачи тепла в столбе металлолома, газообразование в агрегатах плавки и дожигание отходящих газов. Рассмотрены и представлены основные химические процессы, которые сопровождают предварительный процесс подогрева металлолома при различных режимах работы шахтной печи. Описан состав газов до процесса подогрева металлолома, влияние процесса подогрева на химический состав отходящих газов. Представлены процессы и механизм возникновения различных вредных веществ, которые образуются при неполном сгорании органических примесей в столбе металлолома. Рассмотрены оптимальные условия, при которых происходит процесс уничтожения и предотвращения возникновения вредных веществ, которые образуются в столбе подогреваемого металлолома. Представлены существующие процессы ведения плавок в мировой практике, при которых созданы условия полного сгорания органических примесей в металлоломе.

2. При рассмотрении существующих процессов подогрева металлолома хронологически показано их историческое развитие. Описаны преимущества и недостатки каждого из агрегатов, которые использовались или используются для предварительного подогрева металлолома. Проведён анализ и представлены общие проблемы, характерные для всех существующих процессов подогрева металлолома. Показаны и представлены преимущества интегрированных установок предварительного подогрева металлолома на примере шахтной печи второго поколения.

3. Рассмотрены и проанализированы проблемы отходящих газов в существующих шахтных подогревателях второго поколения и составлены их технические характеристики, являющиеся базой для теплотехнических расчётов в шахтном подогревателе. Описаны виды теплообмена и разработаны расчёты передачи тепла в столбе металлолома существующих шахтных подогревателей. Представлен расчётный профиль температур металлолома и отходящих газов по высоте столба нагреваемого металлолома при различных видах теплообмена. Описаны проблемы протекания потока отходящих газов и разработаны расчёты для существующих шахтных подогревателей. Проведён расчёт сопротивления потока отходящего газа в столбе металлолома.

4. Предложены конструктивные и технологические решения, улучшающие теплообмен и поток отходящих газов улучшенного шахтного подогревателя. Разработана система расчётов, которая определяет параметры металлолома и отходящих газов. Представлен расчётный профиль температур по высоте столба нагреваемого металлолома улучшенного шахтного подогревателя. Показаны технические характеристики и определена эффективность улучшенного шахтного подогревателя по сравнению с существующим подогревателем шахтных печей второго поколения. Внедрены и успешно реализованы в шахтных печах второго поколения предложенные конструктивные и технологические решения.

5. Описано термическое исполнение и составлена таблица с техническими данными существующих шахтных подогревателей. Представлены основные тепловые характеристики работы шахтных печей, влияющие на процесс подогрева металлолома и на модули газоочистки. На примере существующего шахтного подогревателя проведён расчёт тепловых потерь при различных тепловых режимах работы печи. Предложены конструктивные решения, улучшающие термическое исполнение шахтного подогревателя. Проведены расчёты параметров улучшенного термического исполнения шахтного подогревателя и определены потери тепла при различных тепловых режимах работы. Представлены технические характеристики термостойких плит и показана эффективность улучшенного термического исполнения по сравнению с существующим шахтным подогревателем.

6. Представлена необходимость и целесообразность перехода от вторичных к первичным мероприятиям при решении проблем и вопросов предварительного подогрева металлолома. Показана существующая технологическая схема подогрева металлолома и модулей газоочистки шахтных печей второго поколения.

7. Предложен и разработан комбинированный процесс подогрева металлолома на основе шахтного подогревателя. Описаны технологические и конструктивные мероприятия, позволяющие реализовать комбинированный процесс подогрева металлолома, и конструктивно представлен комбинированный процесс подогрева. Показаны технологические преимущества комбинированного процесса подогрева металлолома по сравнению с существующим процессом.

8. Произведён расчёт энергетического баланса комбинированного процесса подогрева металлолома. Рассчитана тепловая мощность внешнего источника энергии, необходимая для подогрева металлолома и отходящих газов при комбинированном процессе подогрева. Показана эпюра ввода энергии от внешнего источника тепла на примере 80 т шахтного подогревателя. Показано распределение температур металлолома и отходящих газов по зонам шахтного подогревателя. Произведён расчёт параметров составляющих энергетического баланса. На примере 80 т шахтной печи представлен энергетический баланс комбинированного процесса подогрева металлолома. Рассчитан прямой энергетический баланс шахтной печи при комбинированном процессе подогрева металлолома. Описан технологический процесс и представлены расчётные показатели комбинированного процесса подогрева металлолома по сравнению с существующим процессом подогрева.

9. Представлена совместная работа существующих агрегатов подогрева металлолома и модулей газоочистки. Описано влияние температурных характеристик шахтного подогревателя на работу модулей газоочистки. Разработана и показана функция шахтного подогревателя и модулей газоочистки при комбинированном процессе подогрева металлолома, показаны изменения в модулях газоочистки. Описана работа модулей газоочистки, в которых произошли изменения, связанные с комбинированным процессом подогрева металлолома. Определён полный энергетический к.п.д. шахтной печи и модулей газоочистки при использовании энтальпии отходящих газов шахтного подогревателя. Показаны изменения в технологической схеме подогрева металлолома и модулей газоочистки при комбинированном процессе подогрева металлолома.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ПО ДИССЕРТАЦИИ

На основании актуальных проблем предварительного подогрева металлолома, из которых исходят цель и задачи исследования данной диссертационной работы, разработан новый комбинированный процесс предварительного подогрева металлолома на примере шахтного подогревателя. Данный процесс учитывает не только фактор производительности и энергетический баланс электросталеплавильных агрегатов, но и в первую очередь проблему возникновения и устранения вредных веществ, которые сопровождают весь цикл подогрева металлолома. Основным принципиальным выводом данной работы является тот факт, что при решении существующих проблем предварительного подогрева металлолома, следует перейти от вторичных (устранение негативных последствий подогрева металлолома) к первичным мероприятиям (устранению причин негативных явлений подогрева металлолома). Данное обстоятельство привело к детальному рассмотрению тепловой работы шахтного подогревателя и к процессам возникновения и устранения вредных веществ, которые сопровождают предварительный подогрев металлолома.

Для этих целей в работе на одном из первых мест рассмотрены химические процессы, сопровождающие процесс предварительного подогрева металлолома. На химический состав газов до процесса подогрева металлолома в современных электрометаллургических агрегатах сильно оказывает влияние работа высокомощных газокислородных горелок и влага загружаемой шихты. Процесс предварительного подогрева металлолома позитивно сказывается на уменьшении содержания Н2 в стали. Анализ литературы и информация фирм показывает, что вредные вещества, такие как летучие углеводороды, диоксины/фураны, образуются также до процесса предварительного подогрева металлолома, особенно в первоначальный период плавки, а также при отсутствии в металлоломе органических примесей. Это факт противоречит далеко устоявшемуся мнению, что обычные электрометаллургические агрегаты, без предварительного подогрева металлолома, практически не выделяют вредных веществ. Анализ влияния процесса подогрева металлолома на химический состав газов показывает, что в столбе металлической шихты происходят различные по своей природе процессы. До сих пор в различной литературе данные процессы рассматривались как однородные и не делились на различные термические зоны. В данной работе впервые столб металлолома разделён на 4 зоны, в которых происходят различные физические и химические процессы. Зона полного термического сгорания и примеры существующих агрегатов показывают идеальные условия подогрева и переплавки металлолома с большим содержанием органических примесей. Зона неполного сгорания органических веществ, которая характеризуется образованием ароматических углеводородов и доксиов/фуранов, оказывает решающее значение на работу всего электрометаллургического комплекса (шахтного подогревателя и модулей газоочистки). В данной работе впервые проведён анализ химических процессов, показаны области температур и зоны выделения вредных веществ по высоте столба нагреваемого металлолома. Процесс дожигания и уничтожения ароматических углеводородов (VOC) не представляет собой в настоящее время большой сложности. При температуре выше 750 °С происходит полное сгорание (без процесса «Новосинтеза») углеводородов до устойчивых соединений НгО и СОг. Однако, процесс образования диоксинов/фуранов (PCCD/F), которые являются одними из самых известных токсичных ядов в природе, создаёт большие сложности при соблюдении норм выделения вредных веществ в окружающую среду. Показанные в литературе и доказанные на практике условия устранения диоксинов/фуранов (сжигание при температуре выше 850 °С, затем резкое охлаждение потока газа в течение 1,5 сек до температуры ниже 250 °С), представляют собой в настоящее время сложный технологический процесс. Температура 850-900 °С является определяющей при расчёте и компоновке шахтного подогревателя и всех модулей газоочистки, в данной работе она впервые определена как полная температура подогрева металлолома. Смысл и преимущество данной температуры состоит в том, что она является наиболее выгодной, с точки зрения устранения источника образования диоксинов/фуранов и удачно сочетается с тепловым к.п.д. работы газо-кислородных горелок. Мероприятия по дожиганию и устранению диоксинов/фуранов часто сводили в прошлом к нулю весь энергетический эффект от предварительного подогрева металлолома. Данное обстоятельство, которое связано также с введением жёстких экологических норм, ведёт в настоящее время к ограниченному применению установок с предварительным подогревом металлолома.

Расчёт и анализ формирования тепла отходящих газов показывают, что мощность тепловых потерь (физического и химического тепла) составляет от 14 до 25 % общей мощности элекгросталеплавильных агрегатов. Однако, данная энергия явно недостаточна для полного подогрева металлолома и составляет не более 65 % от необходимого количества тепла.

Процесс газообразования в электрометаллургических агрегатах сильно зависит от периода плавки и его режимов. Проведенный анализ литературных источников и расчёты показывают, что удельное количество отводимых газов из печного пространства сильно зависят от различных факторов и лежит в диапазоне от 40 до 600 мЗ/тч, т. е. отличаются на целый порядок. Также температура отходящих газов во время различных фаз работы печи меняется от 800 до 1600 °С. Далее, для отсоса возникших газов в плавильном агрегате и поддержания оптимального давления под сводом печи, поддерживается разрежение от -7 до -15 Па. Данное обстоятельство, которое зависит от технологии и режимов работы элекгросталеплавильных агрегатов, негативно оказывает влияние на процесс предварительного подогрева металлолома. Это приводит к фазам сильно уменьшенного потока отходящих газов, во время которого практически не происходит процесс подогрева металлолома, падению температуры и как следствие - образование различных вредных веществ, которые необходимо устранить с большими энергетически затратами в последующих модулях газоочистки.

При анализе формирования количества отходящих газов, которые необходимо дожигать в камерах дожигания, в данной работе впервые учтены и представлены подсосы воздуха через неплотности в трактах шахтного подогревателя и количество газов, которые образуются в результате тления и неполного сгорания органических примесей в металлоломе. Мощность газовоздушных горелок, которые обычно применяются в системах дожигания отходящих газов, сильно зависит от типа электросталеплавильного агрегата и лежит в пределах 16-24 мВт. Однако, практика показывает, что данная мощность горелок, ввиду неучтённых подсосов воздуха и тления органических веществ, практически не поднимает температуру отходящих газов до расчётной >850 °С.

Представленные в работе энергетические балансы различных ДСП, с предварительным подогревом металлолома и без него, неоспоримо доказывают энергетическое преимущество интегрированных установок с предварительным подогревом металлолома. Показаны удельные себестоимости различных видов энергий по сравнению с электрической энергией. Отсюда следует вывод, который подтверждает актуальность снижения или замены электрической на альтернативные энергии. При учёте полного энергетического баланса, при работе установок с предварительным подогревом металлолома, следует обязательно учитывать дополнительные энергетические затраты на устранение возникших вредных веществ, а также первичную экономию энергии электростанций, необходимую для работы электросталеплавильного агрегата. Особенно большое значение имеет представленный в работе к.п.д. газо-кислоодных горелок, которые применяются для нагрева металлолома в начальной фазе работы печи. Использование газокислородных горелок для нагрева металлолома в шахтном подогревателе выше 1000 °С не является экономически эффективным. Данное обстоятельство благоприятно сочетается с необходимой температурой подогрева металлолома -около 800 °С и отходящими газами £850 °С (в целях устранения источников образования вредных веществ).

Проведённый исторический и технологический анализ существующих процессов подогрева металлолома показывает эффективность и большой потенциал интегрированных установок подогрева металлолома, где установка подогрева металлолома (шахтный подогреватель) непосредственно интегрируется с электросталеплавильным агрегатом. Они в первую очередь, по сравнению с предыдущими установками предварительного подогрева металлолома, решили сложную проблему логистики горячей бадьи в цехе, уменьшили потери тепла и неорганизованные выделения вредных веществ в цех. Важным фактором явилось и остаётся то, что интегрированные установки являются компактными и конструктивно простыми. Они устранили большое количество длинных и громоздких газоходов, которые вызывали большие тепловые потери и в процессе эксплуатации являлись весьма трудоёмкими, часто приводящие к простоям оборудования. Экономия электрической энергии (без учёта энергии на устранение вредных веществ) интегрированных установок (шахтных печей) достигла от 70 до 100 кВт ч/т. Однако, данный тип установок, как и все предыдущие, не решил принципиального вопроса устранения причин возникновения различных вредных веществ. Это объясняется в первую очередь нехваткой тепла отходящих газов ДСП для подогрева металлолома и как следствие - наличием в столбе металлолома различных температурных зон.

Рассмотрение процесса передачи тепла отходящих газов металлической шихте показало, что при подогреве металлолома в нижней части столба тепло передаётся преимущественно за счёт теплового излучения, исходящего от поверхности ванны печи, а также за счёт конвективного теплообмена отходящих газов. В остальных зонах столба металлолома тепло передаётся в основном за счёт конвекции и теплового изучения между отходящими газами и поверхностью шихты. Тепловое излучение между отходящими* газами и поверхностью шихты во многом зависит от суммарного коэффициента теплового излучения многоатомных газов, в основном диоксида углерода СОг и водяного пара НгО. Одноатомные газы мало влияют на суммарный коэффициент излучения. Кроме того, на суммарный коэффициент излучения сильно влияет состав и характер пыли, которые трудно учесть при расчётах. При конвективном теплообмене основную роль играет режим «принудительной конвекции», так как поток отходящих газов создаётся вентиляторами. Режим «свободной конвекции» создаётся тогда, когда регулирующая заслонка закрыта или приоткрыта, а также при наличии неплотностей в шахтном подогревателе. Рассмотрение обтекания потока отходящих газов тел сложной формы, которыми являются в основном все тела металлолома, показало, что характер режима обтекания является смешанным. На начальном участке -ламинарный пограничный слой, на остальной части - турбулентный. Данный фактор является определяющим при определении числа Нуссельта и коэффициентов теплопередачи в столбе металлолома.

В работе проведён анализ и показаны недостатки шахтных подогревателей второго поколения на примере действующей установки. Основными причинами являются: неравномерный отсос газов по периметру шахтного подогревателя, неплотное прилегание колпака шахты и отсутствие устройства улавливания крупной части пыли после шахтного подогревателя. Следствием являются: неравномерный подогрев металлолома, повышенный выброс неорганизованных газов в цех -«каминный эффект», а также процесс «Новосинтеза» - повышенное образование вредных веществ после шахтного подогревателя и др. негативные явления, снижающие эффективность подогрева металлолома и приводящие к повышенному образованию вредных веществ.

Расчёт теплового излучения, исходящего от поверхности ванны печи, показывает, что температура металлолома в нижней части подогревателя достигает около 930 °С. Данное обстоятельство приводит к перегреву и к повышенному угару в нижней части столба металлолома, однако полностью избавиться от данного негативного явления, в рамках интегрированных шахтных подогревателей, не представляется возможным. Тепловое излучение между отходящими газами печи и металлоломом не играет существенной роли в повышении температуры металлолома, так как время излучения не превышает 5-7 мин общего времени плавки. Оно вызвано режимом работы, при котором регулирующая заслонка полностью закрыта или частично приоткрыта. Однако, при отсутствии металлолома в шахтном подогревателе, теплопередача между газами печи и системой охлаждения, вызывает большие потери тепла в шахтном подогревателе и создаёт режим перегрузки (ок. 1070 °С) для модулей газоочистки. Ввиду существующих недостатков газоотсоса в существующих шахтных подогревателях имеется область свободного конвективного теплообмена. Эффективность подогрева в зоне свободного конвективного теплообмена составляет около 1/3 от принудительного конвективного теплообмена и является негативным эффектом шахтных подогревателей. Средняя температура подогретого металлолома в существующих шахтных подогревателях (зоны 1-4) составляет около 522 °С и является недостаточной с точки зрения полного подогрева металлолома.

Экспериментально и теоретически установлено, что поток отходящих газов в существующих шахтных подогревателях, из-за наличия неплотностей и неравномерного отсоса газов, делится на зоны принудительной и свободной конвекции. Скорость потока отходящих газов в области принудительной конвекции, из-за несимметричного отсоса выше расчётной и составляет около 2,3 м/сек. Общее сопротивление потока отходящих газов составляет около 7,6 мбар и ниже теоретических расчётных данных, которые проводились без учёта подсосов холодного воздуха в шахтном подогревателе. В работе определено количество подсосанного холодного воздуха, которое составляет в рассматриваемом шахтном подогревателе до 20 ООО м3/ч. и снижает температуру отходящих газов примерно на 60-70 °С.

Теоретически разработаны и практически претворены технологические и конструктивные мероприятия, улучшающие поток и теплообмен отходящих газов в шахтных подогревателях второго поколения. В этих целях макс, возможно устранён несимметричный отсос отходящих газов в шахтном подогревателе; для устранения подсосов холодного воздуха применена конструкция шиберного затвора; газоход шахты сконструирован таким образом, что он значительно устраняет выбросы неорганизованных газов в цех; у выхода газохода установлена камера осаждения крупной фракции пыли; управление передвижной муфтой позволяет избежать перегрузку модулей газоочистки во время превышения температуры отходящих газов более 900 °С. Симметричный отсос отходящих газов повысил среднюю температуру металлолома на 37 °С; скорость потока отходящих газов в области принудительной конвекции снизилась до 2,1 м/сек, что улучшило коэффициент теплообмена между газами и металлоломом. В результате улучшения потока отходящих газов объём свободной конвекции снизился от 1/3 до 1/9 объёма шахтного подогревателя; применение шиберного затвора снизило подсосы холодного воздуха на по сравнению с существующим колпаком и повысило температуру отходящих газов на 44 °С. Данные мероприятия практически устранили выброс неорганизованных газов в цех во время переходных процессов, что позволило при всех режимах работы шахтной печи выдержать нормы выделения вредных веществ в окружающую среду.

Исследование состояния термического исполнения шахтного подогревателя показало, что тепло от отходящих газов к водоохлаждаемым панелям шахтного подогревателя происходит при рабочем режиме работы (шахтный подогреватель с металлоломом) в основном за счёт конвективной теплопередачи, а при холостом режиме работы (шахтный подогреватель без металлолома) - за счёт теплового излучения. Проведённые тепловые расчёты и экспериментальные наблюдения выявили большие удельные потери тепла при рабочем режиме через водоохпаждаемые панели шахтного подогревателя, которые составляют около 37 кВт ч/т выплавленной стали. При холостом режиме работы потери тепла составляют до 72 кВтч/т. Причиной данного явления является большая площадь стеновых панелей шахтного подогревателя и высокая температура отходящих газов. Шахтный подогреватель при холостом режиме работы практически играет роль «холодильника». Излучение тепла от неизолированных поверхностей шахтного подогревателей в окружающую среду незначительно и составляет около 0,2 кВт ч/т. Относительно «холодные» стены шахтного подогревателя ведут к недостаточному подогреву металлолома и дополнительному охлаждению отходящих газов по периметру шахтного подогревателя. Отсутствие аккумулирования тепла отходящих газов при холостом режиме работы шахтного подогревателя приводит к термической перегрузке модулей газоочистки. Другой проблемой является механическая стойкость стеновых панелей шахтного подогревателя, которые повреждаются при отклонении размеров металлолома от предписанных кондиций.

Практическое внедрение термических плит в конструкцию шахтного подогревателя второго поколения позволило улучшить энергетические показатели работы шахтной печи и повысить механическую стойкость стеновых панелей. Проведённые расчёты и практические данные работы шахтной печи показали, что коэффициент теплопередачи между отходящими газами и водоохлаждаемыми трубными панелями снизился в 1,34 раза. Это позволило уменьшить расход охлаждающей воды с 812 м3/ч на 604 м3/ч и размер трубных панелей с 082,5 х 12,5 мм на 073 х 10 мм. Среднее повышение температуры металлолома в результате применения термических плит составляет 7,1 °С, экономия энергии около 10,6 кВтч/т произведённой стали. Важным показателем эффективности термических плит является снижение температуры отходящих газов при холостом режиме работы печи на 252 °С, при рабочем режиме работы печи происходит повышение температуры отходящих газов на 18,2 °С. Данный эффект объясняется аккумулированием тепла отходящих газов при холостом режиме работы печи, а при рабочем режиме работы - отдачей накопленного тепла металлолому и отходящим газам.

Проведённый в работе анализ существующих процессов предварительного подогрева металлолома, совершенствование потока и теплообмена отходящих газов, улучшение термического исполнения шахтных подогревателей второго поколения, показали принципиальные недостатки существующих процессов подогрева металлолома на примере интегрированной установки. Процесс подогрева металлической шихты характеризуется большой разницей температуры по высоте столба нагреваемого металлолома, от 930 °С в нижней части и до 150 °С в верхней части шахтного подогревателя. Средняя температура подогретого металлолома составляет не более 520-560 °С. Такое распределение температур в столбе металлолома создаёт благоприятные условия для образования различных вредных веществ, таких как летучие углеводороды (VOC), диоксины/фураны (PCDD/F) и других вредных веществ, которые образуются при температурах ниже 750 °С. Данные вредные вещества на существующих установках устраняются при помощи дожигания в специальных камерах дожигания до 850 °С, с последующим резким охлаждением отходящих газов до 250 °С. При этом энтальпия отходящих газов теряется безвозвратно. Отсюда следует основной вывод: для решения существующих проблем подогрева металлолома следует перейти от вторичных к первичным мероприятиям, которые устраняют причины образования вредных веществ и ведут к полному подогреву металлолома до средней температуры около 800 °С.

Разработан принципиально новый метод комбинированного подогрева металлолома, который сочетает существующий метод использования тепла отходящих печных газов и ввод дополнительного тепла через внешний источник энергии. Ввод тепла через внешний источник энергии осуществляется ступенчато в каждой секции шахтного подогревателя, с целью избежания падения температуры отходящих газов ниже 850 °С и полного подогрева металлолома до 800 °С. Такая комбинация подогрева металлолома не допускает падение температуры и исключает, таким образом, основной источник образования летучих углеводородов и диоксинов/фуранов. Комбинированный процесс подогрева металлолома устраняет необходимость дожигания отходящих газов и последующего резкого охлаждения, с целью предотвращения процесса «Новосинтеза». Постоянная температура на выходе шахтного подогревателя, 850-900 °С, создаёт благоприятные условия для работы модулей газоочистки. В целях ограничения роста объёма отходящих газов в шахтном подогревателе и предотвращения образования N0*, ввод тепла через внешний источник энергии должен осуществляться газо-кислородными системами горения.

Расчёты энергетического баланса, на примере шахтного подогревателя, показывают, что для ведения комбинированного процесса подогрева металлолома через внешний источник энергии, следует вводить 82 кВтч/т, расход электроэнергии при этом снижается до 220 кВт-ч/т. выплавленной стали. Создание высокотемпературных условий в шахтном подогревателе приводит к полному сгоранию органических веществ в металлоломе, которое является дополнительным источником энергии. При содержании 10 кг/т органических веществ в тонне металлолома выделяется около 53 кВтч/т. Принтом становится очевидным, что тепло отходящих газов, которое составляет около 65 кВт ч/т., явно недостаточно для полного подогрева металлолома и устранения источника образования вредных веществ. Прямой энергетический к.п.д. (без учёта использования тепла отходящих газов шахтного подогревателя.) комбинированного процесса подогрева металлолома составляет 55 %. Высокое содержание тепла отходящих газов при комбинированном процессе подогрева, 182 кВтч/т., может использоваться в рекуперативных целях при охлаждении в модулях газоочистки.

Комплексное рассмотрение работы шахтной печи и модулей газоочистки показало большое технологическое преимущество параметров комбинированного процесса подогрева металлолома. При данном процессе отпадает необходимость в камере дожигания и резкого охлаждения отходящих газов. Постоянная температура отходящих газов 850-900 °С после шахтного подогревателя создаёт благоприятные условия для окончательного дожигания летучих углеводородов (\/ОС) и разложения диоксинов/фуранов (РСРР/Р). Значительное сокращение переходных процессов, в первую очередь подъём и падение температуры отходящих газов, ведущих к процессу «Новосинтеза», стабилизируют и упрощают работу модулей газоочистки. Таким образом, комбинированный процесс подогрева металлолома* создаёт аналогичные стабильные условия работы, которые достигнуты в установках сжигания мусора. Стабильная температура отходящих газов 900-850 °С после камеры реакции и осаждения пыли, позволяет на первой ступени охлаждения 850-550 °С использовать тепло отходящих газов в водоохлаждающих рекуперативных системах. Анализ работы охладителей второй ступени 550-250 °С газоочистки показал большую эффективность современного принудительного воздушного охладителя. На данной ступени охлаждения тепло отходящих газов следует использовать для создания теплового потока воздуха для нужд ЭСПЦ или других целей. При использовании энтальпии отходящих газов до 250 °С, полный энергетический к.п.д. рассматриваемой системы шахтной печи и модулей газоочистки достигает 74 %.

1. Heinen К.-Н.: Elektrostahl-Erzeugung - Energiebilanz. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 118-120.

2. Altfeld, K.; Schneider, A.: Energiebilanzen von Elektrolichtbogenöfen -Auswirkungen wassergekühlter Ofenelemente. Stahl und Eisen 103 (1982) 20, S. 979-984.

3. Klein, K.-H.; Paul; G., Köster, V.: The application of progressive energy-saving measures at Badische Stahlwerke AG (BSW). MPT-Metallurgical Plant and Technology (1986) 1, S. 44-52.

4. Gripenberg, H.; Brunner, M.; Petersson, M.: Optimal Distribution of Oxygen in High-Efficiency Electric Are Furnaces. Iran and Steel Engineer (1990) 7, S. 33-37.

5. Bredehöft, R.; Hammer, E. E.; Unger, K.-D.: Umbau eines 80-t-Lichtbogenofens der Thyssen-Edelstahlwerke AG Kühlkreisläufe unter besonderer Berücksichtigung der Verdampfungskühlung für Wand- und Deckelelemente. Stahl und Eisen 106 (1986) B2, S. 71-77.

6. Fett, F.; Pfeifer, H.; Siegert, H.: Energetische Untersuchung eines . Hochleistungslichtbogenofens. Stahl und Eisen 102 (1982), S. 461-465.

7. Brod, H.; Kempkens, F.; Strohschein, H,: Energierückgewinnung aus einem UHP-Elektrolichtbogenofen. Stahl und Eisen 109 (1989) 5, S. 229-238.

8. Киселёв А.Д., Тулуевский Ю.Н., Зинуров И.Ю.: Повышение эффективности газоудаления дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия 1992. С. 11-12.

9. Гудим Ю.А., Зинуров И.Ю., Киселёв А.Д., Шумаков А.М.: Рациональные способы интенсификации плавки в современных дуговых сталеплавильных печах. Вестник Южно-Уральского Государственного Университета, № 9 (109) 2008. С. 11-13.

10. Ю.Смоляренко В.Д.: Электродуговые печи нового поколения. Институт «АО ВНИИЭТО». Москва июнь 2006 г. - 7 с.

11. Timm, К.: Kreisdiagramm: Grundlagen von Drehstromöfen. IFB Institut für Bildung. 25. Seminar Elektrotechnik des Lichtbogenofens. Kehl, Oktober 2001. S. 4-12.

12. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure Chemische Reaktionen. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. S. 93, 96-97.

13. Поволоцкий Д. Я.: Основы технологии производства стали. Челябинск, издательство ЮУрГУ, 2004 г., с. 67-69.

14. Никольский Л.Е., Зинуров И.Ю.: Оборудование и проектирование электросталеплавильных цехов. М.: Металлургия, 1993. С. 70-71.

15. Pfeifer, Н.: Energiebilanzen des Drehstrom-Lichtbogenofens. IFB Institut für Bildung. 25. Seminar Elektrotechnik des Lichtbogenofens. Kehl, Oktober 2001. S. 11.

16. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung Energiebilanz. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 116.

17. Abel, M.; Knapp, H.: Prozessbeschreibung FSF 120 t „Severstal". Teil 4.1 -Sauerstoff. //VAI Fuchs, 2004. S. 11.

18. Кривандин B.A., Неведомская И.Н. и др.: Металлургическая теплотехника, часть 1. М.: Металлургия, 1986. С. 335-345.

19. Кривандин В.А., Неведомская И.Н. и др.: Металлургическая теплотехника, часть 2. М.: Металлургия, 1986. С. 255-265.

20. Григорьева В.А., Зорина В.М.: Теоретические основы теплотехники -Теплотехнический эксперимент Справочник. Книга 2; 2-е издание, переработанное. М.: Энергоатомиздат, 1988. С. 249-257.

21. Hering, E.; Martin, R.; Stohrer, M.: Physik für Ingenieure. // Springer, 9. Auflage, 2004. Berlin, Heidelberg, New York, Hongkong, London, Mailand, Paris, Tokio. S. 214-217.

22. Wagner, W.: Wärmeübertragung. //Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 5. überarbeitete Auflage, 1998. S. 147-160.

23. Wagner, W.: Wärmeübertragung. //Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 5. überarbeitete Auflage, 1998. S. 151-152.

24. Григорьева B.A., Зорина B.M.: Теоретические основы теплотехники -Теплотехнический эксперимент Справочник. Книга 2; 2-е издание, переработанное. М.: Энергоатомиздат, 1988. С. 257-263.

25. Wagner, W.: Wärmeübertragung. // Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 5. überarbeitete Auflage, 1998. S. 161-173.

26. Григорьева B.A., Зорина B.M.: Теоретические основы теплотехники -Теплотехнический эксперимент Справочник. Книга 2; 2-е издание, переработанное. М.: Энергоатомиздат, 1988. С. 205-230.

27. Hering, Е.; Martin, R.; Stoher, М.: Physik für Ingenieure. // Springer, 9. Auflage, 2004. Berlin, Heidelberg, New York, Hongkong, London, Mailand, Paris, Tokio. S. 208-214.

28. Wagner, W.: Wärmeübertragung. //Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 5. überarbeitete Auflage, 1998. S. 61-116.

29. Григорьева B.A., Зорина B.M.: Теоретические основы теплотехники -Теплотехнический эксперимент Справочник. Книга 2; 2-е издание, переработанное. М.: Энергоатомиздат, 1988. С. 226-228; 230-231.

30. Bohl, W.: Technische Strömungslehre. // Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 11. durchgesehene Auflage, 1998. S. 115-118.

31. Киселёв А.Д., Тулуевский Ю.Н., Зинуров И.Ю.: Повышение эффективности газоудаления дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия 1992. -С. 11-20.

32. Heinen К.-Н.: Elektrostahl-Erzeugung Staub und Abgas. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 710-712.

33. Petersen, K.; Kahnwald, H.: Direkterfassung der staubhaltigen Abgase von Elektrolichtbogenöfen bei der Erzeugung hochchromlegierter Stähle sowie deren Entstaubung mit Gewebefilter. Stahl und Eisen 93, 1973. S. 910-914.

34. Kahnwald, H.; Etterich, O.: Ermittlung von Menge, Zusammensetzung und Temperatur des Abgases sowie Staubentwicklung beim Einschmelzen und beim frischen mit gasförmigem Sauerstoff an einem 15-t-Lichtbogenofen. Stahl und Eisen 83, 1963. S. 1067-1070.

35. Baum, K.; Hahn, F.-A; Brüderle, E.-U.; Urban, G.: Rauchgasentstaubung von Lichtbogenöfen. Stahl und Eisen 84, 1964. S. 1497-1505.

36. Kirschen, M.; Velikorodov, V.; Pfeifer, H.: Entstaubung von Lichtbogenöfen in der Stahlindustrie. Chemie Ingenieur Technik 2003, 75, Nr. 11. S. 8-10.

37. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung CO-Nachverbrennung im Lichtbogenofen. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 492-498.

38. Pluschkell, W.: Kontaktstudium Metallurgie und Eisen. Goslar-Hahnenklee, September 1994.

39. Abel, M.; Knapp, H.: Prozessbeschreibung FSF 120 t „Severstal". Teil 4.1 -Sauerstoff. INAI Fuchs, 2004. S. 27-29.

40. Friedacher, A.; Kepplinger, W.: Abgasreinigung für EAF. MUL Institut für Verfahrenstechnik des industriellen Umweltschutzes. Österreich, Montanuniversität Leoben, 2000. S. 1-6.

41. Ehle, J.: Neuere Entwicklungen des Drehstrom-Lichtbogenofens. IFB Institut für Bildung. 25. Seminar Elektrotechnik des Lichtbogenofens. Kehl, Oktober 2001. S. 6-7.

42. Knoth, V.: Betriebshandbuch der Abgasreinigungsanlage SWG-Abgas, Schweiz. Fuchs Systemtechnik GmBH, Rev. 02. Willstätt-Legelshurst. 2000. S. 10.

43. Knoth, V.: Operation Manual Finger Shaft Furnace NERVACERO. Spain. Fuchs Systemtechnik GmbH, Willstätt-Legelshurst. 1998. P. 9.

44. Киселёв А.Д., Тулуевский Ю.Н., Зинуров И.Ю.: Повышение эффективности газоудаления дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия, 1992. -С. 6-11.

45. Поволоцкий Д.Я., Рощин В.Е., Мальков Н.В.: Электрометаллургия стали и ферросплавов. 3-е издание, переработанное и дополненное. М.: Металлургия, 1995 г., с. 275-286; 323-331.

46. Heinen К.-Н.: Elektrostahl-Erzeugung Stoff- und Energiebilanz. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 124.

47. Pfeifer, H.: Erstellung einer Massen-, Energie- und Exergiebilanz für den 100-t-UHP-Elektroofen der Krupp Stahlwerke Südwestfallen. Diplomarbeit, Fachbereich Maschinentechnik, Universität GH Siegen, 1980.

48. Voj, L.; Aktuelle Forschungsvorhaben der Arbeitsgruppe Lichtbogentechnik. RWTH Aachen, Institut für Industriebau und Wärmetechnik. Internet-Veröffentlichung der Fakultät für Georessourcen und Materialtechnik, 2008. S. 1-3.

49. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure Organische Verbindungen. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. S. 285-343.

50. Lehner, J.; Friedacher, A.; Gould, L.; Fingerhut, W.: Low-Cost Solution for the Removal of Dioxin from EAF Offgas. Leoben University of Mining and Matallurgy Leoben/Austria. Nota Technical. S. 67-70.

51. Kaiser, E; Lehner, J,; Bourge, M,; Knoth, V.: „Emission Control for Arc Furnace Technology", METEC Congress 1999, Düsseldorf, June 13-14. 6th European Electric Steelmaking Conference. Pgs. 98-102.

52. Steger, P.L.; Friedacher, A.; Lehner, J.; Gebert, W.: „Waste-Gas Purification and Waste-Free Plant Concept for EAF", Middle East Steel Congress, May 23-25.1999. Saudi-Arabien, Qatar. Pgs. 1-12.

53. Werz, H.J.; Otto, J.; Rengersen, J.: "Environmental protection in iron ore sintering by waste gas recirculation", Environmental protection, MPT International, 4/1995. Pgs. 120-126.

54. Esser-Schmittman, W.; Wirling, J.: „Implementation of Prozess-lntergrated Waste Gas Cleaning Using Activated Lignite", Paper presented at the "Hazardous Waste Combustion Specialty Conference", Kansas City, Kansas/USA.

55. Haissig, M,; Lehner, J.; Glitz, Т.; Knoth, V.: „Waste Gas Management". AISE Conference, Sept. 23-26, 2001. Cleveland, Ohio/USA.

56. Huang, H.; Buekens, A.: „Chemical kinetic modeling of PCDD formation chlorphenol catalysed by incinerator fly ash". Chemosphere 41, 2000. Pgs. 943-951.

57. Weiss, D.: Minderung der Dioxin- und Furanemissionen bei der Elektrostahlerzeugung. VDI Berichte, Nr. 1298, 1996. S. 287-300.

58. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure Aromatische Kohlenwasserstoffe. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. S. 295-303.

59. Fischer, H.; Ruiu, M.; Romelot, P.: E.A.F. External Post combustion: A new concept to destroy organics and remove recyclable dust. METEC Congress 1999, Düsseldorf, June 13-14. 6th European Electric Steelmaking Conference. Pgs. 103-106.

60. Wappel, D.; Böhmer, S.; Clara, M.: Leitfaden für die Durchführung der PRTR-Berichtspflicht. Bundesministerium für Wirtschaft und Arbeit. Report REP-0154. Wien, 2008. ISBN 3-85457-962-4. S. 78-85.

61. Tang, X.: Anwendung der CFD zur Berechnung der Nachverbrennung von Abgasen in Entstaubungssystemen von Lichtbogenöfen. GRIPS Media GmbH. Band 1/2003. ISBN 1616-9529; 3-937057-00-5. S. 5-10.

62. Mees, H.: Erstellung von Massen- und Energiebilanzen für den 150 t Lichtbogenofen des Werkes Bochum der Krupp Thyssen Nirosta GmbH, Diplomarbeit, Institut für Industrieofenbau und Wärmetechnik, RWTH Aachen, 2000.

63. Antoine, J.; Gros, B., Romelot, P.: Scrap recycling routes, how to optimize them for the environment, Proc. Of the ENCOSTEEL, Stockholm, Schweiz, 16.-17.06.1997, Pgs. 94-107.

64. Birat, J.P.; Arion, A.; Baronnet, F.; Marquaire, P.M.; Rambaud, P.: Abatement of organic emissions in EAF-exhaust flue gas, Proc. of the 58th electric furnace conference, Orlando, USA, 12.-15.11.2000. Pgs. 103-116.

65. Tang, X.: Anwendung der CFD zur Berechnung der Nachverbrennung von Abgasen in Entstaubungssystemen von Lichtbogenöfen. GRIPS Media GmbH. Band 1/2003. ISBN 1616-9529; 3-937057-00-5. S. 20-23.

66. Fischer, H.; Ruiu, M.; Romelot, P.: EAF external post combustion: a new concept to destroy organics and remove recyclable dust, Proc. of 6th European electric steelmaking conference, Düsseldorf, 13.-15.06.1999. Pgs. 104.

67. Werner, C.: Control of orgaic micropollutants from the EAF, Proc. of the ENCOSTEL, Stockholm, Schweiz, 16.-17.06.1997. Pgs. 247-255.

68. Hasberg, W.; Römer, R.: Organische Spurenschadstoffe in Brennräumen von Anlagen zur thermischen Entsorgung, ehem. -ing. -tech., Vol. 60 (1988), S. 435-443.

69. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure Kunststoffrecycling. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. ISBN 3-527-30279-4. S. 393.

70. Kohler, H. Stuttgart; Nieder, W. Linz: Metallurgisches Recycling als Alternative zum Shredderprozess inkl. zugehöriger thermischer Verwertung und entsprechendem Schmelzprozess. VDI Berichte Nr. 934, 1991. S. 223-225, 234-235, 241.

71. Schubert, H. Linz; Kohler, H. Stuttgart: Metallurgisches Recycling von Altfahrzeugen. Ein Stahl-Schmelzverfahren. Bergakademie Freiberg, 1995. S. 75-76.

72. Nieder, W.: Das «Total-Recycling von Altfahrzeugen", Teil 9.2. Berichte der gemeinsamen Vollsitzung der Fachbereiche „Rohstoffe und Metallurgie" sowie „Werkstofftechnik" am 30 Januar 1992. Bergakademie Freiberg. S. 7-11, Bild 3-5.

73. Mietz, J.; Brühl, M.; Oeters, F.: Stand der Verfahrenstechnik für das Einschmelzen von Schrott mit fossiler Energie. Stahl und Eisen 110 (1990) Nr. 7. S. 109-116.

74. Anonym. The Tula process for converter steelmaking using a 100 % scrap charge. Steel Times 215 (1987) Nr. 7. S. 346 (siehe auch Stahl und Eisen 104 (1984) Nr. 4. S. 196).

75. Schäfer, H.: Results of the Tula process after 4 campaigns of operation and the outlook for the future. Pers. Mitteilung der Krupp Industrietechnik.

76. Maschler, H.; Degenhardt, R.; Dorst, H.R.; Müller, F.; Lahr, J.; Richter, E.: Erfahrungen bei der Erhöhung des Schrottanteils im Konverter. Neue Hütte 32 (1987) Nr. 1. S. 1-4 sowie Nr. 6. S. 201-207.

77. Braun, I.: Die Verbrennung von Kohlenwasserstoffen in C02-02- sowie H20-02-Gemischen. Institut für Angewandte Thermo- und Fluiddynamik. Projekt Schadstoff-und Abfallarme Verfahren. Forschungszentrum Karlsruhe GmbH. 1998. S. 1-146.

78. Dr. Wittsiepe, J.: Arbeitsgruppe Dioxin. Dioxin-Information. Experimentelles Informationssystem im Hypertext zu Umweltgiften. Wissenschaftsladen Dortmund. S. 2.

79. Wikipedia. Polychlorierte Dibenzodioxine und Dibenzofurane. Emissionen. Europäisches Schadstoffemissionsregister, Daten für 2004. S. 4, 6-7.

80. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure Polycloroerte Biphenyle (PCB). Sauerstoffhaltige Heterocyclen. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. ISBN 3-52730279-4. S. 302-303, 326, 538, 594-598.

81. Ballschmiter, K.; Bacher, R.: „Dioxine; Chemie, Analytik, Vorkommen, Umweltverhalten und Toxikologie der halogenierten Dibenzo-p-dioxins und Dibenzofurane". ISBN: 3-527-287GH-X. VCH-Weinheim, 1984. S. 197-198, 205-206.

82. Ballschmiter, K.; Bacher, R.: „Dioxine; Chemie, Analytik, Vorkommen, Umweltverhalten und Toxikologie der halogenierten Dibenzo-p-dioxins und Dibenzofurane". ISBN: 3-527-287GH-X. VCH-Weinheim, 1996. S. 3-4, 7, 15, 81, 92-113, 129-133, 277-278.

83. Hasberg, W.; Römer, R.: Organische Spurenschadstoffe in Brennräumen von Anlagen zur thermischen Entsorgung. Chem. -Ing. -Technik 60. 1988. S. 435-443.

84. Stieglitz, I.; Vogg, H.: „On formation conditions of PCDD/PCDF in fly ash from municipal waste incinerators". Chemosphere 16. S. 1917-1922.

85. Miller, H.; Marklund, S.; Bjerle, I.; Rappe, C.: "Correlation of incinerators parameters for the destruction of polychlorinated dibenzo-p-dioxins". Chemosphere 18.1989- S. 1485-1494.

86. Hasselrijs, F.: "How control of combustion emissions and ash residues from municipal solid waste can minimize environmental risk". AICHE Symposium Serie 84(265), Resource Recovery Municipal Solid Waste. 1988- Pgs. 154-167.

87. Hoinkis, J.; Lindner, E.: Chemie für Ingenieure. 5.5 Homogene und heterogene Gasgleichgewichte. WILEY-VCH. Zwölfte Auflage, 2001. ISBN 3-527-30279-4. S. 157-167, 265-268.

88. Abel, M.; Knapp, H.: Prozessbeschreibung FSF 120 t „Severstal". Teil 2 Overall Prozess and Plant Decription. //VAI Fuchs, 2008. S. 6-16.

89. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung. 2.9 Stoff- und Energiebilanz. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 112-127.

90. Baillet, G.; Lemiere, F.; Moriametz, G.; Le Coq, X.; Roth, J.L.; Russo, P.: Scrap Quality Control and Optimum Use in Usinor-Sacilor's EAF's. 5th European Electric Steel Congress, Paris, June 19-23, 1995.

91. The Electric Arc Furnace. International Iron and Steel Institute, Brussels, 1990.

92. Tuluevski, J.; Sinurov, I.; Fleisher, A.: New conception of energy optimization of electric steel-making Two stage process in fuel arc furnace (FAF). Proceeding of 6th European electric steelmaking conference, Düsseldorf, 13.-15.06.1999. Pgs. 228-233.

93. Pfeifer, H.: Energiebilanzen des Drehstrom-Lichtbogenofens. IFB Institut für Bildung. 25. Seminar Elektrotechnik des Lichtbogenofens. Kehl, 17-20 Oktober 2001. S. 7-18.

94. Simoes, J.-P.; Kirschen, M.; Pfeifer, H.: Thermodynamische Analyse des elektrischen Energiebedarfs von Lichtbogenöfen in der Stahlindustrie. Elektrowärme International. Heft 1/2005 März. S. 38-45.

95. Sommer, F.; Plöckinger, E.: Elektrostahlerzeugung. 2 Auflage, Verlag Stahleisen, Düsseldorf, 1964.

96. Pfeifer, H.: Energietechnische Untersuchung der Plasmatechnik bei der Stahlerzeugung. Verlag Stahleisen, Düsseldorf, 1992.

97. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung. 9 Lichtbogenofen als Schmelzaggregat. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 476-478.

98. Klein, K.-H.; Haas, J.; Schindler, J.E.; Bleimann, K.; Hornby-Anderson, S.; Bermel, C.; Perrin, N.: The rapid melting technology at BSW. McMaster Symposium, Hamilton, May 1944.

99. Manzocco, I.; Rizzani, L.; Cuberli, P.: Ferriere Nord EAF Prozess. EFF 94 (European Fast Furnaces), Milano, April 1994.

100. Clayton, J.; Ehle, J.; Twiselton, J.; Knapp, H.: The Sheernes Shaft Furnace. 4th EEC Proc., Madrid, November 1992.

101. Beirer, M.: Le nouveau four double cuve avec shaft dela S.A.M., Montereau EFF 94 (European Fast Furnaces), Milano, April 1994.

102. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung. 6.4 Wärmeübertragung und Wirkungsgrad von Zusatzbrenner. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 341-344, 488-489.

103. Bergmann, K.; Gottardi, R.: Design Criteria for the Modern UHP Electric Arc Furnace with Ausxiliaries. Ironmaking and Steelmaking, 1990. Vol. 17, Nr. 4. S. 282-286.

104. Schönfelder, G.; Pearce, J.; Kunce, G.: Applicatio of State -of-the-Art Technology for Modernization of Electric Arc Furnace Plants. S. 929-938.

105. Jones, J. A. T.: Increased EAF Productivity through Increased Operating Efficiency. Electric Furnace Conference Proceedings, 1993. S. 97-104.

106. Klein, K.-H.; Paul, G.; Köster, V.: The application of progressive energy-saving measures at Badische Stahlwerke AG (BSW). MPT-Metallurgical Plant and Tecjnology (1986) 1. S. 44-52.

107. Kishida, T. u. a.: Scrap Preheating by Exhaust Gas from Electric Arc Furnace. Iron and Steel Engineer (1983) 11. S. 54-61.

108. Schermer, K.: Verminderung des Einschmelzstromverbrauches des Lichtbogenofens durch Ausnutzung der im Abgas enthaltenen Wärme zum Schrottvorwärmen. Elektrowärme International 39 (1981) B3. S. 138-142.

109. Tomizawa, F.; Howard, E. C.: Scrap Preheating with a Clean House Enclosure and Associated Operation Benefits. Iron and Steelmaker (1985) 11. S. 30-42.

110. Kimura, S. u. a.: Effect of Scrap Preheater on the Operation of Electric Furnaces. SEASI Quarterly (1983) 1. S. 43-52.

111. Watanabe, H. u. a.: Scrap Preheater for Electric Arc Furnace. Iron and Steel Engineer (1983) 4. S. 45-50.

112. Ehle, J.: Neuere Entwicklungen des Elektrolichtbogenofens. VDEh-Seminar „Elektrotechnik des Lichtbogenofens", Hamburg, 1996.

113. Scholz, R.; Weichert, C.: Persönliche Mitteilung. Institut für Energieverfahrenstechnik und Brennstofftechnik. TU Clausthal.

114. Tang, X.: Anwendung der CFD zur Berechnung der Nachverbrennung von Abgasen in Entstaubungssystemen von Lichtbogenöfen. 2.4.4. Anforderungen an Nachverbrennungsanlagen. GRIPS Media GmbH. Band 1/2003. ISBN 1616-9529; 3-937057-00-5. S. 23.

115. Ehle, J.: Elektrotechnik des Lichtbogenofens, VDEh-Weiterbildung, Seminar 56/98, Luxemburg, Oktober 1998.

116. Heinen K.-H.: Elektrostahl-Erzeugung. 6.4.5. Schrottvorwärmung. 4., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage. Stahl und Eisen, Düsseldorf, 1997. S. 354361.

117. Thieleker, К. H.: Erfahrungen mit einer Vorwärmanlage für einen 100 t Lichtbogenofen. Stahl und Eisen 90 (1970), Nr. 10. S. 526-529

118. Schoenmaker, O. D.: Betriebsergebnisse einer Schrottvorwärmanlage mit feuerfest ausgekleideten Schrottkörben. Stahl und Eisen 90 (1970). S. 530-534.

119. Hellinghaus, M.: Stahlezeugung im Lichtbogenofen. 7.2 -Schrottvorwärmanlagen. Verlag Stahleisen, 3. Auflage, Düsseldorf, 1994. ISBN 3514-00502-8. S. 40-44.

120. Jones, J.A.T.; Bowman, В.; Lefrank, P.A.: Electric Furnace Steelmaking. Chapter 10. 10.9.1 Scrap Preheating. The AISE Steel Foundation, Pittsburgh, PA. 1998. S. 629-660.

121. Hong, Xin: Simulation und Optimierung der Schrottvorwärmung für anschließende Schrottschmelzverfahren. Diss. RWTH Aachen 1992.

122. Trentini, В.; Vayssiere, P.; Roeder, D.C.: Technology and Metallurgy of the OLP-Process. Journal of Metals, August 1962. S.579-583.

123. Thomas, C. G.; Campbell, G. M.; Laws, W. R.: High-Temperature Scrap Preheating. Journal of the Iron and Steel Industry, (1970), 1. S. 28-35.

124. Watanabe, H.; Iguchi, M.; Maki, Т.: Scrap preheater for electric furnace. AISE-Konferenz 1982 Jahrestagung vom 27. -29. September 1982, Chicago, USA.

125. Kimura; Iguchi, S. M.; Othani, Т.; Maki, Т.: Effect of scrap preheater on the operation of the electric furnaces. SEAISI-Konferenz vom 6.-10. September 1982. Thailand.

126. Neumann, F.; Len, H.; Pfach, R.; Bruza, U.: Das BBC-Bruza-Verfahren zum Schmelzen von Stahl. Stahl und Eisen 85 (1975). Nr. 1. S. 16-23.

127. Hoffmann, K.: SKF-Pharmatechnologie für die Metallurgie. Fachberichte Hüttenpraxis Metallweiterverarbeitung, 21 (1983), 9. S. 561.

128. Vallomy, J.A.: Consteel Operational Plants and New Projects. 1993. AISE Annual Convention and Iron and Steel Exposition. Pittsburgh, Sept. 20-23, 1993.

129. Смоляренко В. Д.: 1.3 Электроплавка с непрерывной загрузкой шихты. Институт «АО ВНИИЭТО». Москва - июнь 2006 г. С. 22-39.

130. Clayton, J.; Ehle, J.; Twiselton, J.; Knapp, H.: The Sheerness shaft Furnace. 4th European Electric Steel Congress, Nov. 3.-6., Madrid.

131. Erichsen, K.; Overgaard, J.; Naaby, H.: The Shaft Furnace of Danish Steel Works Ltd. 4th European Electric Steel Congress, Nov. 3.-6., Madrid, Spain.

132. Jones, Huw: Scrap holds key to saving at Sheerness. MBM March 1992.

133. Patent COSS. Internationale Veröffentlichungsnummer WO 2005/052481 A1. S. 1-20.

134. Bohl, W.: Technische Strömungslehre. // Vogel Fachbuch KamparthReihe. Würzburg, 11. durchgesehene Auflage, 1998. S. 123-148, 199-204, 287, 308.

135. Hering, E.; Martin, R.; Stohrer, M.: Physik für Ingenieure. // Springer, 9. Auflage, 2004. Berlin, Heidelberg, New York, Hongkong, London, Mailand, Paris, Tokio. S. 121-130.

136. Intensiv-Filter GmbH & CO KG. Taschenbuch Entstaubungstechnik. 3. Auflage, 1989. Druckhaus Ley + Wiegandt Wuppertal. S. 40-85.

137. Friedacher, A.: Untersuchungen zur Reduktion der Dioxin/Furan Emissionen in Abgasen von Elektrolichtbogenöfen. Institut für Verfahrenstechnik des Industriellen Umweltschutzes. Dissertation. Montanuniversität Leoben, 11. Februar 2004. S. 127-128.

138. Григорьева B.A., Зорина B.M.: Теоретические основы теплотехники -Теплотехнический эксперимент Справочник. Книга 2; 2-е издание, переработанное. М.: Энергоатомиздат, 1988. С. 231-233.

139. Wagner, W.: Wärmeübertragung. // Vogel Fachbuch Kamparth-Reihe. Würzburg, 5. überarbeitete Auflage, 1998. S. 102-116.

140. VoluwvtrM 120 ООО Na'/h ElrttriUsUflfwabjr 1100'C — EnargiwtolHnlM «<)и1«.М,ЗЗУ» b»fjl«lnl»lt-CutliC «fjiv.34.®«

141. VtluMnetm MOOOONt'/h ' — Eintritte tMperetir ГОО'С -• EMrjlUflholt-lnUt iquilr.(l,S9W EwjKlrMU-OutUc «qiiv.&SM

142. Abkühlung In со. 56b Langer ВLechLeitung ео.ЭО'С Btenperotur der DEC Abgase In die ШвсЬкаиег еа.БОО'С Handteaperotur der BLechUI tung(an Eintritt)*ax.460'C50