авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 |

«ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ ТВЕРСКОЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ А.Н. Макаров ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА ТЕПЛООБМЕНА В ЭЛЕКТРОДУГОВЫХ И ...»

-- [ Страница 4 ] --

Однако открытая часть дуги тем меньше, чем больше ток фазы печи и чем больше заглубление дуги в металл. При работе на коротких дугах со значительным заглублением их в металл, когда торец электрода расположен на уровне или ниже уровня металла и дуга горит соосно с электродом, расчет индекса износа футеровки теряет смысл. В этом случае жидкий металл является своеобразным экраном для стен, воспринимающим большую часть излучения на себя;

на нижний пояс футеровки, лежащий на уровне откосов, дуга непосредственно не излучает, и индекс износа футеровки от дуги близок к нулю, чего нельзя сказать при расчете тепловых нагрузок по формуле (3.42).

Рис 3.11. Зависимость открытой части дуги (кривая 1) и излучаемой ее мощности (кривая 2) от тока дуги Как видно из сравнения (3.41) и (3.42), формула Швабе не точно отражает тепловую нагрузку стен печи. Во-первых, индекс износа футеровки не учитывает изменения тепловой нагрузки по высоте стен, во вторых, в ней не принято во внимание экранирование дуг металлом.

Однако открытая часть дуги тем меньше, чем больше ток фазы печи и чем больше заглубление дуги в металл. При работе на коротких дугах со значительным заглублением их в металл, когда торец электрода расположен на уровне или ниже уровня металла и дуга горит соосно с электродом, то расчет индекса износа футеровки теряет смысл. В этом случае жидкий металл является своеобразным экраном для стен, воспринимающим большую часть излучения на себя, дуга на нижний пояс футеровки, лежащий на уровне откосов, непосредственно не излучает и индекс износа футеровки от дуги близок к нулю, чего нельзя сказать при расчете тепловых нагрузок по формуле (3.42) Графические построения для расчетов потоков падающих излучений на поверхности от дуги осуществляются следующим образом. Так как выпуклая излучающая поверхность полуцилиндра дуги заменяется плоской поверхностью (рис.3.12а), то при построении вида сбоку (разреза) эта плоская поверхность проецируется в линию О2В (рис.3.12б) длиной lД.

В начале построений откладываем по оси электрода от плоской поверхности металла высоту заглубления дуги h3, затем радиусом rc = rэ + lД проводим сегмент. Точка А является точкой пересечения поверхности сегмента с осью электрода, точка Д является точкой пересечения поверхности сегмента с поверхностью металла.

а б Рис.3.12. Электромагнитное выдувание дуги (а) и графические построения при расчетах потоков излучений от дуги (б): 1 – поверхность полуцилиндра;

2 – плоская поверхность На дуге АД откладываем l АВ = l АД 2. Через точку В проводим плоскую поверхность 2, след которой на рис.3.12б О1О2В. Открытая часть дуги определяется пересечением лучей угла с линией О2В. Радиус сегмента и высота h3 определяются по выведенным выражениям.

3.5. Определение потоков излучений от длинных дуг на поверхности стен ДСППТ, ПДСППТ Плотность теплового потока, кВт/м2, падающего в любую точку (например, в точку А1) свободного пространства плавильной печи от дуги – элементарного излучающего цилиндра – определяется по выражению (рис.3.13) изл dP cos i cos i dq =, (3.43) 2li где изл — коэффициент излучения дуги ( изл = 0,8 0,95 );

i — угол между нормалью к оси дуги N1 и направлением излучения;

i — угол между нормалью к поверхности футеровки N2 и направлением излучения;

dP — мощность, выделяемая в элементе столба дуги;

li — расстояние от дуги до расчетной точки на поверхности свободного пространства печи.

Длинная дуга состоит из множества элементарных цилиндров и представляет собой линейный источник излучения – цилиндр бесконечно малого диаметра и произвольной высоты.

Пусть требуется определить плотность теплового потока, падающего от столба дуги длиной lД на поверхность стен плавильной печи в точку А, расположенную на вертикальном участке стен на уровне ванны металла (рис.3.13). Выделим на длинной дуге элементарный цилиндр высотой dl.

Расстояние dl до т.А равно li, оно значительно превышает высоту элемента дуги dl. Угол между поверхностью ванны металла и лучом АО' равен.

Мощность dP, выделяемую в элементарном излучающем цилиндре dl, определим следующим образом:

PД dP = dl. (3.44) lД Подставив (3.44) в (3.43), получим выражение для определения плотности потока излучения, падающего в т.А от элементарного излучающего цилиндра dl:

изл PД cos i cos i dq = dl. (3.45) 2l 2l iД Плотность теплового потока, падающего в т.А от дуги длиной lД, определяется по выражению q = Дiизл РД / Fi, (3.46) где – локальный угловой коэффициент излучения дуги – линейного источника на i-ю элементарную площадку;

Fi – площадь i-й элементарной площадки.

Подставив (2.7) в (3.46), получим выражение для расчета плотности потока излучения, падающего от дуги на вертикальные стены на уровне ванны металла:

изл Р Д Fi изл Р Д 1 + sin 2 = 2 + sin 2.

q= (3.47) 2 rl Д Fi 2 rl Д 2 r A N b b b h 0' lотк b i b r A N bb dl a i N lд b A 0 r Рис.3.13. Излучение дуги на вертикальные стены Для точки А1, расположенной на произвольной высоте вертикальных стен, получим выражение для расчета плотности теплового потока от длинной дуги. Рассмотрим излучение дуги lД в т.А как излучение двух ее участков длиной l1 и l2 (рис.3.14). Здесь N2 – нормаль в т.А на поверхности стен. Дуга излучает в т.А1 под углом, ограниченным лучами А1О и А1О'.

Обозначим угол между лучом А1О и нормалью N2 через 2, угол между А1О' и N2 через 1, = 1 + 2.

N j r В A b b b 0' lотк b N3 j В A b b a i N1 b b lд i b N dl b A 0 r Рис. 3.14. Излучение дуги на вертикальные стены на участки, расположенные напротив дуги Подставим (2.6) в (3.46), получим выражение изл Р Д Fi ( + sin (cos 1 2 ) ) = q= 2 2 rl Д Fi (3.48) изл Р Д ( + sin cos( 1 2 ) ).

= 2 rl Д По формуле (3.48) можно рассчитывать плотность тепловых потоков, падающих от длинных дуг на поверхность вертикальных стен напротив дуг.

В случаях, когда электрод или плазмотрон заглублен в плавильное пространство печи и длина дуги меньше высоты стен, расчет ведем следующим образом. Пусть т. А лежит на поверхности стен на расстоянии h от уровня ванны металла, причем h lД (рис.3.15). В данном случае электрод или плазмотрон может экранировать часть дуги от излучения в т. А. В точку А излучает открытая часть дуги lотк, ограниченная лучами АО и АО', которые образуют плоский угол. Обозначим угол между нормалью N2 и лучом АО через 1, угол между N2 и лучом А2О' через 2.

Выражение для определения плотности потока излучения дуги на участки вертикальных стен, расположенные на произвольной высоте, получим, подставив (2.8) в (3.46):

изл PД lотк [ +sin cos (1 + 2 )].

q= (3.49) 2rl 2 Д Проверку правильности аналитических рассуждений при выводе выражения (3.49) можно осуществить следующим образом. При 2 = 0 и 1 = из выражения (3.49) должны получить выражение (3.47). При этих условиях, а также учитывая, что для данного случая lотк = lД, выражение (3.49) принимает вид изл PД l отк [ ] + sin cos = q= 2 r l Д { } изл PД l отк [ )] = + 1 sin ( )+ sin ( + = (3.47) 2 2 r l Д изл PД + 1 sin 2, 2 = 2 r l Д то есть получим выражение (3.47). Таким образом, получили выражения, по которым можно рассчитывать плотность падающих потоков излучений от длинных дуг в любую расчетную точку, расположенную на вертикальных стенах.

В настоящее время конструкции стен (водоохлаждаемых или огнеупорных) отличаются многообразием в плавильных печах с цилиндрическим, цилиндроконическим, бочкообразным кожухом.

Поэтому рассмотрим расчет тепловых потоков, падающих от дуг на конические участки стен.

Рассмотрим излучение дуги на откосы печи в т.А3, расположенную на стенах на уровне ванны металла (рис.3.14). Проведем нормаль N2 в т.А3 к поверхности стен. Угол между плоскостью ванны и нормалью N обозначим через 1, угол между лучом АО' и нормалью N2 через 2. Дуга излучает в т.А3 под углом, = 1 + 2. Из рис.3.14 видно, что i изменяется от 1 между нормалью N2 к поверхности стен в т.А и поверхностью металла до 0 и далее от 0 до 2. Плотность потока излучения, падающего от дуги в т.А, определяется по выражению, полученному в результате подстановки (2.19) в (3.46):

изл Р Д cos 1 + sin 2 cos 1 + sin 1 sin.

q= (3.50) 2 rl Д Проверку правильности полученного выражения осуществим следующим образом. При 1 = 0 стены вертикальные, и из выражения (3.50) должны получить выражение (3.47):

( cos 0°+ 1 sin 2 cos 0°+sin0° sin ) = изл PД q= 2 2 rl Д ( + 1 sin 2 ).

изл PД = 2 rl 2 Д Получили выражение (3.47), подтверждающее правильность проведенных аналитических рассуждений. Рассмотрим случай излучения дуги на наклонные участки стен, расположенные напротив столба дуги. В т.А1 излучают два участка столба дуги l1 и l2. Нормаль в т.А1 к поверхности стен – N2, угол между нормалью N2 и прямой АВ, проведенной по кратчайшему расстоянию от т. А до оси дуги, обозначим через. Углы 1 и 2 ограничены лучами соответственно А1О и А1В, А1О' и А1В. Дуга излучает в т. А в пределах плоского угла, причем = 1 + (см. рис.3.14).

При расположении расчетных точек в средних поясах стен (см.

рис.3.14) формулы приведения уравнения с тремя переменными к уравнению с одним переменным принимают вид ( ) i1 = + i cos i1= cos + i1 = = cos cos i1 sin sin i1 ;

dl cos i = li da ;

( ) i2 = i cos i2 = cos i2 = = cos cos i2 + sin sin i2 ;

(3.51).

i2 = i 2 cos i2 = cos ( i2 )= = cos i2 cos + sin i2 sin ;

r r cos i = li = ;

cos i li Как видно из уравнений (3.51), cos i описывается двумя уравнениями – первым и вторым, так как второе и третье уравнения равнозначны. Следует иметь в виду, что пределы измерения i для первых двух уравнений различны.

Подставив (3.51) в уравнение (3.45) будем иметь:

изл PД cos i cos i изл PД cos i cos i d dq = = dl = 22 li l Д rl Д (3.52) cos i1 (cos cos i1 sin sin i1 )d 1+.

изл PД = + cos i 2 (cos cos i 2 + sin sin i 2 )d rlД Плотность потока излучения, падающего в т.А, определим интегрированием выражения (3.52) в пределах изменения угла i:

1 ( ) cos i1 cos cos i1 sin sin i1 d1 + изл PД q=. (3.53) ( ) r l Д + cos i2 cos cos i2 + sin sin i2 d 0 После интегрирования будем иметь:

изл PД cos + 1 sin 2 + изл PД sin 22 q= sin 2. (3.54) 2 2 r l Д 2 r l Д Так как 1 + 2 =, а также 1/2 (sin 21 + sin 22) = sin cos (1 – 2), то выражение (3.54) принимает вид:

cos [ + sin cos (1 2 ) ] изл PД ( ) q=. (3.55) 2 sin sin 1 sin 2 2 r l Д По формуле (3.55) можно рассчитать плотность падающих от длинных дуг потоков излучений на наклонные футерованные или водоохлаждаемые участки стен. Аналогичное выражение получим, подставив (2.18) в (3.46).

Проверку выражения (3.55) осуществим следующим образом. Если = 0 (рис.3.14), то выражение (3.55) должно превратиться в выражение (3.48). Проверим, так ли это:

[ )] ( изл PД cos 0° + sin cos 1 ( ) q= = 2 2 r l Д sin 0° sin 1 sin 2 изл PД [ + sin cos (1 2 ) ] =, 2 r l Д то есть получили выражение (3.48), что и требовалось доказать.

Если плазмотрон или электрод, создающие длинную дугу, заглублены в рабочее пространство печи, то геометрические построения для расчета падающих потоков излучений от дуги на наклонные поверхности изменяются. Рассмотрим излучение дуги в т. А2, расположенную на произвольной высоте наклонных стен (см. рис.3.14). Из т. А2 проведем прямую А2В по кратчайшему расстоянию от т. А2 до оси дуги и электрода (плазмотрона). Обозначим угол между нормалью N2 к поверхности стен в т. А прямой АВ через. Дуга излучает в т. А в пределах угла 1, причем = 1 + 2, где 1 — угол между лучом АО и прямой АВ, 2 — угол между АО' и прямой АВ. Из рис. 3.14 видно, что в т. А2 излучают участки дуги, находящиеся в пределах луча, измеряемого углом.

Для точки А2 можно записать:

i = i + ;

( ) cos i = cos i + = cos i cos sin i sin ;

, (3.56) r l = r ;

dl cos i = li d ;

cos i = i cos i li Подставив (3.56) в (3.45), получим:

изл PД l отк cos i cos i dq = dl = 2l 2l iД (3.57) [cos i cos i сos sin i sin ]d.

изл PД l отк = rl Д Плотность потока излучения, падающего от дуги в т. А на произвольной высоте наклонных стен, определяется интегрированием выражения (3.57) в пределах угла, то есть от 2 до 1:

cos i сos Pl 1 изл Д отк cos i d = sin sin q= 2 rl Д i Pl изл Д отк = (3.58) 2 2 rl Д ( ) cos + sin cos + 1 ( ).

sin sin 2 1 sin 2 По выражению (3.58) можно рассчитывать распределение плотностей падающих на наклонные участки стен тепловых потоков от длинных дуг.

Правильность выражения (3.58) нетрудно проверить. Если принять = 0, что соответствует вертикальным стенам, то из выражения (3.58) можно получить выражение (3.49) для расчета падающих тепловых потоков на вертикальные стены. Полученные выражения можно использовать для расчета рациональных электротепловых режимов и выбора оптимальной для того или иного периода плавки длины дуги.

3.6.Определение потоков излучений от длинных дуг на поверхности свода и стен, наклоненных внутрь ДСППП, ПДСППТ Полученные выше выражения позволяют определять плотность потоков излучений от дуг на стены, наклоненные наружу. У некоторых плавильных электропечей, например у бочкообразных, есть участки стен, наклоненные внутрь печи. Геометрические построения для случаев расчета падающих потоков излучений на стены, наклоненные внутрь печи и на свод печи, одинаковы, и полученные выражения, по которым осуществляется расчет, как увидим ниже, адекватны. Поэтому вывод выражения для расчета падающих тепловых потоков от длинных дуг на свод и на стены, наклоненные внутрь печи, рассмотрим в одном параграфе.

Рис. 3.15. Излучение дуги на стены, наклоненные внутрь печи Рассмотрим излучение дуги на стены, наклоненные внутрь печи (рис. 3.15). На рис.3.15 угол — угол между нормалью N2 к поверхности стен в т. А и поверхностью металла. Дуга излучает в т. А в пределах угла. Для точки А угол i изменяется от до ( + ). Кроме того, можно записать:

( ) i = + i cos i = cos i = = cos cos i sin sin i ;

(3.59) dl cos i = li da ;

cos i = r li = r. cos i li Подставим (3.59) и (3.45), после сокращения получим:

P cos cos изл i i Д dq = dl = 2 li lД (3.60) P Д изл cos cos 2 sin cos sin d.

= i i i 2r l Д Проинтегрируем (3.60) в пределах угла :

( ) изл PД cos cos 2 i sin cos i sin i d = q= (3.61) 0 r lД ) ( изл PД cos + 1 sin 2 sin sin 2.

= 2 2 r l Д По выражению (3.61) можно рассчитывать плотность тепловых потоков на уровне ванны металла. При нахождении расчетных точек на участках напротив столба дуги изменяются углы и пределы интегрирования. На рис.3.20 изображен такой случай. Излучение дуги в т. А1 можно рассматривать как излучение двух участков длиной l1 и l2.

Угол между прямой А1В и нормалью N2 в т. А1 на поверхности стен —.

Участок дуги l1 излучает в т. А1 в пределах плоского угла 1, образованного лучом А1О и прямой А1В. Участок дуги l2 излучает в т. А в пределах угла 2, образованного лучом А1О' и прямой А1В. Сумма углов 1 и 2 равна углу, под которым излучает дуга lД в т. А1.

Выражение для определения плотности потоков излучений от дуг, падающих на участки стен, наклоненных внутрь печи и расположенных напротив дуг, получим, подставив (2.26) в (3.46):

[ )]+ ( cos + sin cos P изл Д ( ) q=. (3.62) 2 2 + sin sin 1 sin 2 2 r l Д Аналогичным образом получаем выражение для расчета плотности потоков излучений от длинных дуг на участки стен, наклоненных внутрь печи и расположенных на произвольной высоте (см. рис.3.15).

В т. А2 излучает открытая часть дуги lотк, другая часть дуги закрыта электродом (плазмотроном) и в т. А2 не излучает. Проведем нормаль N3 в т. А2 к поверхности стен и лучи А2О и А2О', причем прямая ОО' равна lотк. Кратчайшее расстояние от т. А2 до оси электрода равно r, оно лежит на прямой А2В. Обозначим углы N3А2В =, ОА2О' =, ОА2В = 1, О'А2В = 2, 1 – 2 =. Исходя из данных рис.3.21 можно записать следующее:

i = i ;

cos i = cos ( i )= cos i cos + sin sin i ;

(3.63) r dl cos i = li da ;

li =.

cos i Подставив (3.63) в (3.45) получим:

изл PД cos i cos i l отк dq = (3.64) dl = 2l 2l iД изл PД l отк [ ].

cos i (cos cos i + sin sin i )d = 2 rl Д Плотность теплового потока, падающего от дуги в т. А (рис.3.15), определяется интегрированием выражения (3.64) в пределах изменения угла i:

1 cos cos i + изл PД l отк cos i d = q= 2 + sin sin i 2 r lД cos [ + sin ) ]+ ( P l cos 1+ изл отк ( ) Д.

= (3.65) 2 sin 2 + sin sin 1 2 r l Д Получили выражение (3.65) для расчета плотностей тепловых потоков, падающих от длинных дуг на поверхности, расположенные на стенах, наклоненных внутрь печи, на произвольной высоте. Проверку выражения (3.65) осуществляем, приняв угол = 0 и подставив тригонометрические функции этого угла в выражение (3.65). В этом случае стены печи вертикальные и решение уравнения (3.65) дает выражение (3.49).

Плотность излучения дуги на свод печи найдем следующим образом.

Излучение дуги в т. А на своде складывается из излучения двух участков дуги длиной l1 и l2 (рис.3.16). Расстояние от оси дуги до т. А – r. Участок дуги l1 излучает в т. А в пределах угла ОАВ, угол ОАВ = 1, а участок l излучает в пределах угла О'АВ, угол О'АВ = 2. Полный угол, под которым дуга излучает в т. А = 1 + 2. Угол между нормалью N2 в т. А на поверхности свода и прямой АВ (АВ = r) равен.

Из рис.3.16 имеем:

i1 = i 1 ;

i 2 = + i 2 ;

( ) cos i 1 = cos i 1 = cos cos i 1 + sin sin i 1 ;

( ) cos i 2 = cos + i 2 = cos cos i 2 sin sin i 2 ;

. (3.66) dl cos i = l i da ;

r r cos i = l i = cos i li Рис.3.16. Излучение дуги на свод печи Подставим (3.66) в (3.45) и получим:

изл PД cos i cos i изл PД dq = dl = 2 2l 2r l li Д Д (3.67) cos i1 (cos cos i1 sin sin i 1 )d 1 + + cos (cos cos sin sin )d.

i2 i2 i Получили выражение (3.67), интегрированием которого по углу 1 и 2 определяем плотность теплового потока, падающего в расчетную точку на поверхности свода.

) ( 1 cos i1 cos cos i1 + sin sin i1 d1 + изл PД 0.

dq = (3.68) 2 r l Д 2 ) ( + cos cos cos sin sin d i2 i2 i2 0 С интегралом вида (3.68) мы уже встречались. Его решение следующее:

cos + sin cos ( ) +, изл PД q= (3.69) ( ) 2 2 r l Д + sin sin 2 1 sin 2 2 По формуле (3.69) можно определить плотность тепловых потоков от дуг, падающих на участки стен, наклоненные внутрь печи, а также на участки свода при слабопогруженных во внутрипечное пространство плазмотроне или электроде. При значительном погружении плазмотрона (электрода) часть дуги последним экранируется (рис.3.23). В т. А излучает только открытая часть дуги lотк, видимая из т. А под углом. Обозначим угол между прямой АВ, проведенной из т. А по кратчайшему расстоянию до оси плазмотрона (электрода), и лучом АО через 1, а угол между АВ и лучом АО' через 2. Угол между нормалью N2 и прямой АВ – угол. Из построений, изображенных на рис.3.23 следует:

i = i ;

(3.70) cos i = cos ( i ).

Так как функция cos четная, то есть cos (– x) = cos x, то можно записать:

( ) ( ) cos = cos i = cos i. (3.71) i В данном случае для подстановки в выражение (3.45) в качестве замены переменных можно использовать выражение (3.66). После интегрирования потока излучения от элементарных участков в пределах угла (рис.3.17) получим выражение для определения плотности потока излучения дуги при значительном погружении плазмотрона (электрода).

Рис. 3.17. Излучение дуги на свод печи при значительном погружении плазмотрона (электрода) Это выражение вследствие равнозначности переменных и пределов интегрирования аналогично выражению (3.69) и имеет вид [ )] ( изл PД lоот cos + sin cos 1 2 + ( ) q=. (3.72) 2 2 r l Д + sin sin 1 sin 2 Таким образом, получили выражения (3.61, 3.62, 3.72) для определения плотности лучистых потоков, падающих от длинных дуг в любую точку на поверхности стен, наклоненных внутрь печи и на поверхности свода.

3.7. Определение потоков излучений от длинных дуг на ванну металла ДСППТ, ПДСППТ Пусть требуется определить плотность теплового потока, падающего от дуги длиной lД на поверхности металла в т. А. Кратчайшее расстояние от дуги до т. А – r, плазмотрон установлен в своде печи (рис.3.24).

Нормаль в т. А на поверхности металла N2. Угол, под которым видна дуга из т. А на поверхности металла ОАО', угол ОАО' =.

Выделим на дуге бесконечно малый элемент dl, расстояние от dl до т. А равно li, оно значительно больше длины элемента дуги dl. Плотность потока излучения в т. А от элемента дуги dl:

изл PД cos i cos i dq = dl. (3.45) li lД Плотность потока излучения от столба дуги определяется интегрированием выражения (3.45) по длине дуги lД. В выражении (3.45) имеем три переменных, путем подстановки освободимся от двух из них. Из рис.3.24 имеем:

cos i = sin i ;

dl cos i = l i da ;

(3.73) r r cos i = l i = ;

cos i li Подставим выражение (3.73) в (3.45) и, проинтегрировав полученное выражение в пределах угла, получим формулу для расчета плотности теплового потока, падающего от дуги на ванну металла:

изл PД cos i sin i d = q= 2r l 0 Д (3.74) изл PД изл PД cos i sin i d = sin.

= 2 2 2 r l Д r lД Иногда плазмотроны устанавливают в стенах печей. В этом случае между осью столба дуги и плазмотрона ОО1 и нормалью к поверхности металла ОО' появляется угол (рис.3.25). Дуга излучает в т. А в пределах угла. Построим прямоугольный треугольник АВС, один катет которого АВ лежит на нормали N2 в расчетную точку А, второй ВС лежит на кратчайшем расстоянии от элемента дуги dl до нормали N2, гипотенузой является прямая АС = li. Как видно из построений, угол между нормалью N1 к элементу дуги dl и стороной треугольника СВ равен. Обозначим расстояние от расчетной точки А на поверхности металла до т. О пересечения оси дуги с плоскостью металла через r, прямая АО = r является стороной тупоугольного треугольника АОС.

Рис.3.18. Излучение дуги сводового плазмотрона на ванну металла Подставив выведенное нами [65] аналитическое выражение (2.32) для расчета локального углового коэффициента излучения на поверхность элементарной площадки, расположенной на горизонтальной плоскости, от линейного источника, расположенного под углом (90-) градусов к горизонтальной плоскости, в (3.46) получим аналитическое выражение для определения плотности теплового потока, падающего в точку А от дуги стенового плазмотрона (рис. 3.25):

cossin2 ( + ) sin излР Д.

q= (3.75) [ ] ( ) 2 rl Д sin( +) sin + cos 2 + sin Осуществим проверку правильности произведенных вычислений при выводе выражения (3.75) для расчета плотности теплового потока, падающего на металл от дуги стенового плазмотрона. При условии угол = 0 будет вертикальное расположение дуги и плазмотрона, то есть по оси ОО'. Дуга излучает в т. А в пределах угла ’. После подстановки алгебраических значений тригонометрических функций угла в выражение (3.75) должны получить формулу (3.74) для определения плотности тепловых потоков на ванну от сводового плазмотрона:

[ ] cos 0° sin 2 (0° + ) sin 2 0° изл PД q= = sin 0° [ + cos (2 0° + ) sin ] 2 r l Д sin + 0° (3.74) 2 изл PД sin.

= 2 r l Д r Рис.3.25. Излучение дуги стенового плазмотрона на ванну металла Получили формулу (3.74), подтверждающую правильность про изведенных математических действий при выводе выражения (3.75).

Выражение (3.75) можно несколько упростить, учитывая, что sin sin + = cos и = tg 2 cos [ ]. (3.75) изл PД sin 2 ( + ) sin 2 q= [ ] 2 r l tg + cos (2 + ) sin 2 Д Проанализируем, как изменяется плотность потока излучения на ванну металла при изменении наклона плазмотрона к вертикальной оси, для чего произведем расчеты по выражению (3.75). Результаты расчета представлены на рис.3.26. Здесь по оси абсцисс отложены значения угла, а по оси ординат — значения плотности потока излучения на периферии ванны в относительных единицах. За единицу принята плотность потока излучения на периферии ванны при сводовом расположении плазмотрона.

Как показывают расчеты, с ростом угла наклона плазмотрона к вертикальной оси резко уменьшается плотность тепловых потоков на ванну металла с внешней стороны дуги. Так, например, при наклоне плазмотрона к вертикальной оси на угол = 300 плотность потока излучения на ванну металла с внешней стороны дуги уменьшается в 3,5 – раза. Как видно из рис.3.26 наклон плазмотрона от вертикальной оси резко уменьшает скорость расплавления шихты на периферии в период расплавления и прогрев металла на периферии в окислительный и восстановительный периоды плавок. В пределе при угле = 900 плотность теплового потока на периферии становится равной нулю.

Рассмотрим излучение дуги на участки ванны, расположенные между откосами и столбом дуги с внутренней стороны (рис.3.27).

Введем следующие обозначения:

N11OA =, OAO =, N 21AE = i1 (3.76).

N 21AE = i 2, N12 EA = i 1, N13E A = i Расстояние от расчетной точки А до точки О соприкосновения оси дуги с ванной металла АО = r. Из построений, изображенных на рис.3. нетрудно заметить следующее:

, OEA = +, OE A =.

AOO = 2 2 i 1 2 i ( ) ( ) AEN1= i 1, N13E B =, AE B = + i 2.. (3.77) ( ) AO N14 =. Рис. 3.20. Зависимость плотности теплового потока, падающего на металл с внешней стороны от угла Рис. 3.21. Излучение дуги стенового плазмотрона на участки ванны, расположенные между столбом дуги и откосами Подставив аналитическое выражение (2.38) для расчета локального углового коэффициента излучения дуги на участки ванны, расположенные между откосами и столбом дуги с внутренней стороны, в (3.46), получим аналитическое выражение для определения плотности потока излучения, падающего в точку А на поверхности ванны с внутренней стороны столба дуги (рис. 3.21):

sin 2 ( ) sin 2 +.

изл PД q= (3.78) + tg [ + sin cos ( 2 )] 2 2 r l Д Получили выражение (3.78) для расчета плотностей тепловых потоков, падающих на ванну металла с внутренней стороны наклонной дуги. Проверку правильности произведенных преобразований и вычислений осуществим следующим образом. Если в выражении (3.78) принять = 0, что соответствует вертикальному положению дуги, то после подстановки тригонометрических функций угла из выражения (3.78) получим выражение (3.74) sin 2 ( 0° ) sin 2 0° + = изл PД q= + tg 0° [ + sin cos ( 20°)].

2 2 r l Д (3.74) изл PД sin = 2 2 r l Д Получили выражение (3.74), что и требовалось доказать.

Проанализируем, как изменяется плотность теплового потока, в относительных единицах, падающего на ванну металла с внутренней стороны дуги при различных углах ее наклона к вертикальной оси.

Результаты расчета представлены на рис.3.22. Как видно из рис.3.22, с ростом угла увеличивается плотность потока излучения, падающего от дуги с внутренней стороны.

Рис.3.28. Зависимость плотности потока излучения, падающего на металл с внутренней стороны от угла Выведенные в третьей главе выражения позволяют анализировать все реально возможные электротепловые режимы электропечей ДСПТТ, ДСППТ, ПДСППТ, ДСППТПЭГ при любых длинах дуг и всём многообразии пространственного положения поверхностей теплообмена и выбирать оптимальный для данного периода плавки режим.

3.8. Расчет распределения падающих тепловых потоков в ДСПТ, ПДСППТ, ДСППТ Наиболее важными из тепловых параметров, которые оказывают определяющее влияние на технико-экономические показатели работы электропечей для плавки стали, являются плотности потоков излучения дуг, распределение плотностей потоков излучения дуг по поверхностям рабочего пространства печей [116-124]. Изменение электрического режима работы электропечи влечет за собой изменение распределения плотностей потоков излучения дуг по поверхностям свода, стен и металлу. Всему многообразию электрических параметров печи при ее работе на токах от нуля до тока короткого замыкания соответствует такое многообразие распределения плотностей потоков излучения дуг по поверхностям рабочего пространства печи. Поэтому расчет электрических параметров, электрического режима должен сопровождаться расчетом теплового режима и распределения плотностей потоков излучения дуг в электропечи.

Значительные отличия имеют распределения плотностей потоков излучения в печах малой, средней и большой емкости, что видно из результатов проведенных расчетов.

Расчеты потоков излучения дуг на футеровку и водоохлаждаемые панели и излучения нагретых поверхностей производятся зональным методом. В масштабе воспроизводится форма свободного пространства печи, для которой осуществляется расчет теплообмена излучением.

Свободное пространство печи разбиваеем на ряд поясов (n для стен и l для свода) и зон, например 12 (рис. 3.23), и получаем, что свободное пространство ДСП состоит из элементарных участков, заключенных между двумя горизонтальными (границы поясов) и двумя вертикальными плоскостями (границы зон), количество которых () N = 12 n +1. (3.79) В пределах каждого элементарного участка радиационные характеристики и температура принимаются постоянными. В масштабе строятся электрод, дуга и создаваемое ею углубление в металле и шлаке.

Для повышения точности расчетов берется крупный масштаб, например 1:10. Для каждого элементарного участка первой зоны определяется плотность падающего от дуги потока излучения по формуле (2.38).

Расстояние r, длину открытой части дуги lотк, углы и определяем по программе расчета теплообмена в ДСПТТ на ЭВМ [117-118, 122-124].

Аналогичным образом производятся расчеты падающих потоков излучений на участки 3-7 зон.

2- А 3 В 1 А С b 11 9 l оmк 4- А N2 b r N1 a b h ш h l элементарный участок м оmк l оmк Рис.3.23. Деление на зоны и пояса поверхности футеровки стен и свода. 1,..., 12 – номера зон;

I,..., VIII – номера поясов;

А, В, С – электроды соответствующих фаз Первая зона (напротив электрода) наименее экранирована от излучения, особенно при значительном выдувании дуги, что имеет место в большегрузных печах. В таких печах электрод слабо экранирует излучение дуги на футеровку стен и свода первой зоны. Углубление в металле защищает нижний пояс стен от части излучения дуги. Для второй и последующих зон электрод затеняет часть дуги. В печах малой мощности дуга горит под электродом. Практика эксплуатации печей средней емкости и большегрузных показывает, что торец электрода в период расплавления обгорает под углом 300 к поверхности ванны, диаметр электрода в нижней части, у поверхности ванны, на 20 % меньше номинального при конусности электрода 280 для периода расплавления и 160 для последующих периодов [51], что принимаем при расчетах теплообмена излучением в ДСП.

Плотность падающих от дуги потоков излучений на участки 8-12 зон не рассчитываем, так как она в силу симметрии печи в 12 зоне равна плотности падающих потоков излучений 2 зоны, в 11 зоне, соответственно, равна плотности падающих потоков излучений от дуги в зону и так далее.

Суммарная плотность падающих на данный элементарный участок футеровки потоков излучений от трех дуг находится по свойству аддетивности, согласно которому плотность падающих потоков излучений от трех дуг равна сумме плотностей падающих на данный участок потоков излучений от каждой дуги отдельно.

На рис.3.24-3.26 изображены результаты расчетов плотности падающих от дуг потоков излучений на футеровку стен в печах различной емкости. Расчеты произведены для окончания периода расплавления при работе трансформаторов на высшей ступени напряжения и наибольшей вводимой в ДСП мощности при симметричном режиме работы печей. При горении дуг на зеркало ванны плотность падающих потоков излучений на футеровку стен достигает наибольших значений. В печах малой емкости тепловая нагрузка от дуг максимальна в нижнем поясе на уровне откосов и резко снижается по высоте стен, приближаясь к 5-8 кВт/м2 в верхних поясах. Плотность излучения дуг в верхние пояса печей малой емкости в 20-25 раз меньше плотности излучения дуг в верхние пояса печей ДСП 100. Это объясняется тем, что в 3-тонных печах дуга горит под электродом, слабо выдувается из-под последнего, электрод экранирует верхние пояса от излучения дуг. Заглубление дуг в металл в печах малой емкости незначительно, нижний пояс видит всю дугу, поэтому тепловая нагрузка от дуг здесь отличается от аналогичной в печах средней и большой мощности на 20-30 % и определяет износ нижних рядов кладки стен.

С увеличением емкости печей растет тепловая нагрузка на верхние пояса стен. Сказывается влияние электромагнитного выдувания дуг из-под электродов и уменьшение экранирования электродами излучения дуг.

Рис. 3.24. Распределение плотности излучения дуг по высоте стен первой (1), второй (2) и третьей (3) зон в печи ДСП – 3, ванна покрыта шлаком Рис. 3.25. Распределение плотности излучения дуг по высоте стен первой (1), второй (2) и третьей (3) зон в печи ДСП – 3 при горении на зеркало ванны Рис. 3.26. Распределение плотности излучения дуг по высоте стен первой (1), второй (2) и третьей (3) зон в печи ДСП – 100:

а) ванна покрыта шлаком;

б) при горении дуг на зеркало ванны Тепловая нагрузка в нижних поясах стен с увеличением емкости печей растет не так резко как в верхних. С ростом емкости печей увеличивается ток Iд, следовательно, увеличивается его электродинамическое воздействие на ванну и заглубление в металл. Лунка в металле закрывает часть дуги, экранируя ее излучение в нижний пояс печи. В большегрузных печах вследствие экранирования дуги углублением в металле и появления угла максимум тепловой нагрузки перемещается с нижних в средние пояса стен.

Проанализировано влияние шлака на экранирование дуг в печах различной емкости [32]. В печах малой емкости слой шлака несколько снижает тепловую нагрузку на нижние пояса стен, слабо влияя на общую картину распределения плотности падающих на футеровку стен потоков излучений дуг. В печах малой емкости слой шлака, как правило, тонкий, в этих печах удельная поверхность зеркала ванны значительно больше, чем у большегрузных печей, а количество вводимого шлака на 1 тонну металла примерно такое же.

В печах средней, и особенно большой емкости, наличие толстого слоя шлака меняет всю картину распределения плотности излучения дуг по поверхностям стен. Толстый слой шлака экранирует значительную часть дуги, уменьшая отношение lотк/lд, уменьшая в 2-3 раза плотность падающих потоков излучений в нижние пояса стен. В те периоды плавки, когда ванна покрыта толстым слоем шлака, максимум тепловой нагрузки перемещается с нижних в средние и верхние пояса стен. Такая картина нежелательна при доплавлении шихты, когда шихта лежит на откосах печи, так как снижение падающих в нижние пояса футеровки стен потоков излучений дуг затягивает период расплавления. Усиление экранирования дуг толстым слоем шлака сокращает горячие зоны под электродами, уменьшая поступление тепловой энергии на периферийные участки поверхности ванны.

Горение дуг в восстановительный период расплавления и период рафинировки на открытое зеркало металла может резко повысить температуру нижних поясов футеровки стен и привести к ее оплавлению при работе на длинных дугах. При работе на коротких сильноточных дугах в данные периоды дуга "убирается" под электрод и заглубляется в металл, снижается излучение на стены печи.

Влияние слоя шлака на изменение тепловой нагрузки от дуг в верхние пояса стен первой зоны (например, электрода) невелико как для печей малой емкости, так и большегрузных (рис. 3.24-3.26). Несколько больше экранирование второй и последующих зон.

На рис.3.27-3.29 изображены результаты расчетов плотности падающих от дуг потоков излучений на футеровку сводов дуговых сталеплавильных печей емкостью 3 и 100 тонн. Расчеты произведены для окончания периода расплавления. На рис.3.27-3.29 l – расстояние от центра свода печи, математический анализ распределения падающих от дуг потоков излучений в зависимости от расстояния от центра свода показывает следующие результаты. Как и следовало ожидать, плотность падающих от дуг потоков излучений на футеровку свода растет с ростом емкости сталеплавильных печей, с ростом мощности, выделяемой в дугах.

Шлаковый покров ванны оказывает влияние на распределение потоков излучений от дуг по поверхности сводов печей средней и большой емкости, в печах малой емкости его экранирующее действие мало.

В 100-тонных печах особенно заметно экранирующее действие шлака во второй и третьей зонах, где шлаковый покров снижает тепловые нагрузки от дуг в 2 – 3 раза. В первой зоне, вследствие значительного электромагнитного выдувания дуг, влияние шлака на экранирование футеровки свода не обнаруживается, тепловые нагрузки одинаковы при горении дуг на зеркало ванны и при горении дуг на ванну, покрытую слоем шлака (рис.3.27 – 3.29).

Плотность потоков излучений от дуг достигает максимальных значений на периферии свода и снижается к центру печи. Это объясняется электромагнитным выдуванием дуг от центра печи к периферии и экранированием электродами центральной части свода от излучения дуг.

Известно, что в центральной части свода 100-тонных сталеплавильных печей износ выше, чем на периферии [52]. Расчеты показывают, что износ центральной части футеровки свода определяется излучением раскаленных электродов, температура конической части которых 20000С и выше, а цилиндрической части, вследствие высокой теплопроводности графита, 1750 – 18000С для 100-тонных печей. Как показывают расчеты [122], излучение электродов в центральную часть футеровки свода превосходит максимальные тепловые потоки от дуг на периферийные участки свода. Этим объясняется неравномерность износа (50 – 100 мм в центре и 150 – 300 мм) — остаточные толщины огнеупора на периферии [52] футеровки сводов мощных 100-тонных дуговых сталеплавильных печей.

Влияние электродов на износ сводов подтверждает практика эксплуатации водоохлаждаемых сводов. В [53] приводятся данные, что на печи ДСП–100–НЗА, оборудованной водоохлаждаемым сводом, после ее отключения и поднятия электродов под свод в течение 30 минут наблюдается рост температуры воды на выходе водоохлаждаемых элементов свода с 150С до 270С, что говорит о значительном увеличении падающих на свод тепловых потоков. Причем, как показывают расчеты, падающие потоки излучения от электродов достигают максимального значения тогда, когда тепловоспринимающая поверхность находится посредине высоты электродов, приблизительно в таком положении оказывается свод при поднятии электродов.

Рис.3.27. Распределение плотности излучения дуг по своду печи ДСП – 3 в первой (1), второй (2) и третьей (3) зонах:

а) ванна покрыта шлаком;

б) при горении дуг на зеркало ванны Рис. 3.28. Распределение плотности излучения дуг по своду печи ДСП – в первой (1), второй (2) и третьей (3) зонах, ванна покрыта шлаком Рис. 3.29. Распределение плотности излучения дуг по своду печи ДСП – 3 в первой (1), второй (2) и третьей (3) зонах, при горении дуг на зеркало ванны Методику расчета потоков излучений от дуг, аналогичную вышеизложенной, используем для определения оптимальных электротепловых режимов в периоды открытого и закрытого горения дуг.

Определение падающих потоков излучений от дуг на шихту при горении дуги в колодце (период закрытого горения дуг) осуществляется по формуле 2.38. Дуга в этом случае горит на лужицу металла на дне подины и излучает на шихту.

Условия оптимальной работы электрических дуг для закрытого и открытого периодов плавки различны. Если в открытый период плавки необходимо, чтобы излучение дуг исходило в основном в нижнюю полусферу, то есть воспринималось металлом, то в закрытый период плавки необходимо, чтобы дуги излучали как можно больше энергии в верхнюю полусферу, то есть на шихту, на стены колодца.

На рис.3.30 представлены результаты расчета плотности падающих тепловых потоков на металл по радиусу ванны печи ДСП-100-НЗА с трансформатором 60 МВА для окончания периода расплавления.

Рис. 3.30. Распределение плотности потоков излучений дуг по радиусу ванны ДСП– По результатам расчета построены изорады падающих тепловых потоков по поверхности ванны (рис.3.31). Из картины распределения изорад по поверхности ванны видно, что расплавление шихты на периферии осуществляется преимущественно за счет переотражения излучения дуг, излучения футеровки и теплопроводности металла. Рис.

3.31 поясняет природу задержки расплавления шихты на откосах футерованной и особенно ДСП с водоохлаждаемыми панелями. В период расплавления в ДСП используют топливно-кислородные горелки [127 130], расчет излучения факела которых может быть осуществлен с использованием математической и физической моделей линейных источников излучения.

На действующих ПДСППТ проводили исследования теплообмена в начале расплавления и в жидкие периоды плавки [3]. Методом двух тепломеров разделяли конвективную и лучистую составляющие тепловых потоков, падающих на боковые поверхности. Полученные результаты при различной внутренней геометрии печи в различных режимах аргоновых дуг показывают, что на долю теплообмена излучением приходится 86-96% суммарного теплового потока. При этом изменение электрических параметров дуги и диаметра плавильного пространства ПДСППТ не оказывает заметного влияния на распределение теплоотдачи дуги поверхностям футеровки. Аналогичные измерения были проведены на поверхности ванны. При расходе аргона 3 м3/ч, силе тока 1,5 кА, длине дуги 300 мм лишь при небольшом расстоянии от оси дуги, равном 0,15 м, на конвективную составляющую приходится 34-47%. С удалением от оси дуги конвективная составляющая теплового потока уменьшается и на расстоянии 1,5-2 м от оси дуги, на периферии у стен, составляет 4-14% суммарного теплового потока. Таким образом, расчетные и экспериментальные данные показывают, что основным видом теплообмена в электропечах с длинными дугами является теплообмен излучением. Для анализа процессов теплообмена, происходящих в печах с длинными дугами, необходимо разработать методику теплообмена излучением в этих печах.

Рис. 3.31. Расположение изорад падающих потоков излучений на поверхности ванны. Цифры у кривых – поверхностная плотность потоков излучений, кВт/м Мощность дуги ПДСППТ определяется произведением тока на напряжение дуги. На напряжение дуги существенное влияние оказывает температура окружающей столб дуги среды Т. С ростом Т растет радиус цилиндрической части дуги r0, уменьшается градиент напряжения столба дуги и напряжения на ней. В расчетах теплообмена излучением в электропечах с длинными дугами принимаем радиус дуги, равный радиусу его цилиндрической части, rД = r0. В ПДСППТ при изменении температуры Т в 2-3 раза от начала расплавления до жидких периодов плавки градиент напряжения уменьшается в 1,5-2 раза, и для поддержания постоянной мощности необходимо в 1,5-2 раза увеличить длину дуги. Обычно на действующих ПДСППТ при постоянных длине и токе дуги мощность снижается приблизительно в 2 раза.

На распределение мощности в ПДСППТ значительное влияние оказывает длина дуги. С ростом длины дуги средняя мощность, вводимая в печь, увеличивается. Вследствие уменьшения заглубления плазмотрона во внутрипечное пространство уменьшаются тепловые потери на водоохлаждаемых элементах плазмотронов. Имеется предельное значение длины дуги для конкретных ее электрических параметров, соответствующее минимальному времени расплавления и удельному расходу электроэнергии. При увеличении длины дуги выше предельного значения дуга становится диффузной и не имеет ярко очерченного столба.

Происходит перемещение высокотемпературной зоны к срезу плазмотрона, что вызывает увеличение тепловых потерь на свод и верхний пояс стен. При увеличении тока столб дуги восстанавливается.

Скорость проплавления колодца возрастает с увеличением тока дуги.

При достижении анодным пятном лужи расплавленного металла наблюдается снижение напряжения, мощности дуги и скорости плавления шихты. Тепловой поток на футеровку ПДСППТ по мере расплавления колодцев увеличивается. В конце периода расплавления мощность дуги снижается на 35-40%, уменьшается скорость нагрева футеровки.

Практикой эксплуатации ПДСППТ установлено, что длительность компании стен и свода печи зависит от правильного выбора параметров.

Так, на первых плавках ПДСППТ емкостью 5 т при длине дуги 1000-2000 мм стойкость свода составляла не более 20 плавок. В настоящее время при работе в открытые периоды плавки поддерживают длину дуги 500-550 мм и имеют в 4-5 раза большую стойкость свода на 5-тонной ПДСППТ АО Метчел. Для предотвращения перегрева футеровки ПДСППТ могут быть использованы три способа [3]:

1) при максимальном токе опытным путем выбирается такая длина дуги, при которой в течение всей плавки температура футеровки не превышает допустимого значения;

2) при постоянном значении длины дуги ограничение температуры футеровки осуществляется уменьшением тока дуги;

3) длина дуги и ток максимальные, при перегреве футеровки уменьшается длина дуги при неизменном токе.

Во всех этих способах оптимальное значение того или иного параметра дуги достигается опытным путем на действующих ПДСППТ, что неудобно, трудоемко, неэкономично. Проведение аналитических исследований, позволяющих получить выражения, связывающие электрические, геометрические и тепловые параметры дуг и поверхностей теплообмена являются актуальной задачей. Решение этой задачи позволит априорно установить оптимальные параметры дуг ПДСППТ различной емкости в твердые и жидкие плавки.

Опытным путем установлено, что регулировать вводимую в печь мощность целесообразно изменением длины дуги при неизменном токе.

Целесообразность такого способа регулирования обоснована двумя факторами: уменьшение длины дуги меньше влияет на снижение мощности, чем уменьшение тока дуги;

при уменьшении длины дуги доля излучения на стены и свод уменьшается, а на металл увеличивается.

В работе [3] представлены результаты исследования на световых моделях распределения интенсивностей облучения (для реальных печей – потоков излучения) в электропечах с длинными дугами в зависимости от соотношений ld/Дпл, hст/Дпл, dр/Дпл, а также угла наклона стен к вертикали.

Результаты исследования следующие. Интенсивность облучения вертикальной боковой стенки по высоте имеет максимум в зоне "горячего пояса", расположение которого зависит от длины дуги и не зависит от высоты расположения свода. С увеличением длины дуги "горячий пояс" поднимается вверх по высоте стен. Практически для всех дуг "горячий пояс" расположен по высоте стен, соответствующей половине длины дуги.

Облучение свода характеризуется неравномерностью распределения падающего потока по образующей свода, распределение выравнивается при увеличении высоты расположения свода или уменьшении длины дуги.

Доля мощности столба дуги, передаваемая своду, зависит от его высоты над ванной и от длины дуги, она увеличивается при снижении высоты расположения свода и увеличении длины дуги. Угол наклона боковой стенки практически не изменяет облученности ванны дугой.

Особенностью облучения боковой стенки является то, что при возрастании угла ее наклона к вертикали происходит перемещение "горячего пояса" ближе к зеркалу ванны при одновременном уменьшении интенсивности облучения. Проведенные исследования позволили установить рациональный цилиндроконический профиль футеровки электропечей с длинными дугами емкостью 0,5 – 12 т.

Очевидно, что при разработке печей большей емкости и мощности необходимо создавать новые модели, в масштабе воспроизводящие проектируемые электропечи, и вновь проводить весь комплекс светового моделирования теплообмена в этих печах. Проведение светового моделирования требует приборного обеспечения, трудоемко, результаты моделирования не обладают высокой точностью. Разработка математической модели теплообмена в электропечах с длинными дугами является одной из задач данной работы, решение которой позволяет устранить указанные недостатки, присущие световому моделированию. В настоящее время дуговые сталеплавильные печи постоянного тока работают также на длинных дугах. При работе ДСППТ на напряжении 800 В прорезка колодцев осуществляется на дугах, длиной 80-100 мм.

После прорезки колодцев и горения дуги на жидкометаллическую ванну расплавление шихты осуществляется на дуге длиной 700-900 мм.

В действующих электропечах при изменении длины дуги будет изменяться распределение тепловых потоков по металлу, своду и стенам.

Совершенно очевидно, что для расплавления шихты, для периода закрытого горения нужен один электротепловой режим, одна длина дуги;

для доплавления шихты на откосах – другой электротепловой режим, другая длина дуги;

в период доводки металла, открытого горения дуг – третий электротепловой режим, третья длина дуги. Полученные выражения (гл. 2) позволяют анализировать все реально возможные электротепловые режимы при любых длинах дуг и выбирать оптимальные для данных периодов плавки режимы, которые поддерживает система автоматического управления электропечью.

На стадии конструирования по разработанной математической модели распределения мощности для плавильных печей с длинными дугами можно рассчитывать теплообмен в плавильных печах с различной конфигурацией внутрипечного пространства. Применение ЭВМ при конструировании и расчетах плавильных печей с длинными дугами позволяет по вышеперечисленным формулам производить анализ теплообмена излучением десятков вариантов электропечей различной конфигурации и выбирать оптимальный вариант. По выражениям (гл.2), несмотря на их кажущуюся громоздкость, можно за столом конструктора быстро рассчитывать распределение падающих от дуг потоков излучений по поверхностям печей с длинными дугами с помощью микрокалькулятора. Плотность падающих тепловых потоков от трех дуг находится по принципу суперпозиции полей излучения отдельных дуг.

Произведен расчет распределения плотности потоков излучений, падающих от трех длинных дуг по высоте футеровки стен и по длине образующей свода 12-тонной плазменно-дуговой печи в зонах напротив одной из дуг (кривая 1) и между дугами (кривая 2). Результаты расчета представлены соответственно на рис. 3.32, 3.33. Мощность на каждой дуге РД = 1000 кВт, высота дуги lД = 1100 мм, диаметр плавильного пространства Dпл = 2740 мм. Как показывают экспериментальные данные [3, 54, 55] максимальные тепловые потоки от длинных дуг на стенах находятся на высоте, равной половине длины дуги. Аналогичный результат получаем и расчетным путем (рис.3.32).


Рис.3.32. Распределение плотности потоков излучений от длинных дуг по высоте стен 12-тонной плазменно-дуговой печи Произведен расчет распределения плотности потоков излучений по ванне металла 5-тонной плазменно-дуговой печи с одним плазмотроном.

Параметры печи и дуги:

PД = 1400 кВт, lД = 600 мм, Dпл = 1720 мм.

Результаты расчета представлены на рис. 3.34. Расчетные данные представлены в виде графиков на рис. 3.32–3.34, они совпадают с экспериментальными данными и данными моделирования теплообмена в 12-тонной и 5-тонной плазменно-дуговых печах. Расчетом по формулам (гл.3) получен такой же числовой результат, как измерениями и световым моделированием с последующим пересчетом данных моделирования для реальной печи. На рис.3.32, 3.33 кривые 3 и 4 отражают результаты светового моделирования теплообмена в 12-тонной плазменно-дуговой печи, проведенного автором (кривая 3 – плотность потоков излучений на стенах напротив дуг, кривая 4 – плотность потоков излучений в зонах, лежащих на стенах между дугами). Преимущества аналитического способа получения информации с помощью разработанной математической модели распределения мощности дуг по сравнению со световым моделированием или экспериментальными измерениями в рабочем пространстве печей очевидны. Первый способ не требует создания сложных моделей и сложных измерений при высоких температурах внутрипечного пространства и позволяет оперативно провести анализ распределения излучения дуг по поверхностям стен, свода и металла при изменении электрического режима, длины дуги, диаметра распада и прочих геометрических параметров плазменно-дуговых печей и других печей с длинными дугами.

Рис. 3.33. Распределение плотности потоков излучений от длинных дуг по длине образующей свода 12-тонной плазменно-дуговой печи Рис. 3.34. Распределение плотности потоков излучений от длинной дуги по радиусу ванны 5-тонной плазменно-дуговой печи Рис. 3.35. Зависимость относительной облученности ванны от длины столба дуги 1– r =0,25 м;

1 – r =0,50 м;

1 – r =1,00 м Проанализируем, как изменяется относительная облученность с изменением длины дуги, для чего рассчитываем зависимости ib =f (lД / r).

Результаты расчета представлены графиками на рис. 3.35. Как видно из рис.3.35, максимум функции ib = f (lД / r) лежит в пределах изменения отношения lД / r от 0,8 до 1,0. Это значит, что при одной и той же мощности столба дуги наибольшей плотности потока излучения на периферийные участки ванны можно достичь в том случае, когда длина дуги равна половине диаметра плавильного пространства или лежит в пределах lД = (0,4-0,5) Dпл.

Рассчитываем, как изменяется относительная облученность ванны в зависимости от расстояния от оси дуги. Результаты расчета изображены на рис. 3.36 в виде графика ib = f (r) для различных значений lД. На расстоянии 0,5 м от оси дуги максимальную относительную облученность создает дуга длиной 0,5 м, на расстоянии 1 м максимальная относительная облученность от дуги длиной 1 м и так далее. Из рис. 3. 36 можно сделать заключение о том, что чем дуга длиннее, тем меньше потоки излучения в кольцевых зонах, прилежащих к анодному пятну, и тем больше на периферийных кольцевых зонах.

Рис. 3.36. Относительная облученность ванны при различной длине дуги 1 – lД = 0,25 м;

2 – lД = 0,5 м;

3 – lД =1,0 м Рис.3.37. Изменение максимальной относительной облученности стен в зависимости от длины дуги и удаленности ее от стен 1 – lД = 0,25 м;

2 – lД = 0,5 м;

3 – lД =1,0 м.

Из расчета распределения плотности излучения длинных дуг по высоте вертикальных стен известно, что максимальные потоки излучения дуги на стенах находятся на высоте, равной половине длины дуги (рис. 3.32). Рассчитаем, как изменяется максимальная относительная облученность вертикальных стен дугой в зависимости от длины дуги и удаленности ее от стен. На рис. 3.37 представлены результаты расчета, из которых следует, что чем меньше расстояние до стен от дуги и меньше длина дуги, тем больше максимальная относительная облученность стен.

При расположении стен от дуги на расстоянии 0,5 м максимальная относительная облученность дугой lД = 0,25 м в 2,5 раза больше, чем дугой lД = 1 м. С удалением стен от дуг разность максимальной относительной облученности дугами различной длины уменьшается при сохранении наибольшей относительной облученности стен дугой меньшей длины.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Телегин А.С., Швыдкий В.С., Ярошенко Ю.Г. Тепломассоперенос. М.:

Металлургия, 1995. 400 с.

2. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат, 1981.417 с.

3. Невский А.С. Лучистый теплообмен в печах и топках. М.: Металлургия, 1971.

440 с.

4. Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехнических установках. М.: Энергия, 1970. 400 с.

5. Аметистов Е.В. Основы теории теплообмена: Учебное пособие. М.: Изд-во МЭИ, 2000. 247 с.

6. Блох А.Г. Тепловое излучение в котельных установках. Л.: Энергия, 1967.

326 с.

7. Блох А.Г., Журавлев Ю.А., Рыжков Л.Н. Теплообмен излучением:

Справочник. М.: Энергоатомиздат, 1991. 432 с.

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

9. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидравлическое сопротивление:

Справочное пособие. М.: Энергоатомиздат, 1990. 367 с.

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

11. Теплотехнические расчеты металлургических печей: Учебник / Под ред. А.С.

Телегина. М.: Металлургия, 1993. 368 с.

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

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

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

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

16. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника: Справочник / Под общ. ред.

В.А. Григорьева и В.М. Зорина. М.: Энергоиздат, 1991. 588 с.

17. Волков Э.П., Ведяев В.А., Обрезков В.И. Энергетические установки электростанций: Учебник для вузов. М.: Энергоатомиздат, 1983. 280 с.

18. Теплотехника: Учебник для вузов / Под ред. А.П. Баскакова. М.:

Энергоиздат, 1982. 264 с.

19. Кутателадзе С.С., Леонтьев А.И. Тепломассообмен и трение в турбулентном пограничном слое. М.: Энергоатомиздат, 1985. 320 с.

20. Научные основы технологий XXI века / Под ред. А.И. Леонтьева, Н.Н.

Пилюгина, Ю.В. Полежаева, В.М. Поляева М.: Энергомаш, 2000. 135 с.

21. Расчет нагревательных и термических печей: Справочник/ Под ред. В.М.

Тымчака и В.Л. Гусовского М.: Металлургия, 1983, 480 с.

22. Стационарные газотурбинные установки/ Под ред. Л.В.Арсеньева и В.Г.Тырышкина. Л.: Машиностроение, 1989, 462 с.

23. Металлургическая теплотехника. Т. 1. Теоретические основы: Учебник для вузов / Под ред. В.А. Кривандина. М.: Металлургия, 1986. 424 с.

24. Мастрюков Б.С. Теплотехнические расчеты промышленных печей: Учебник.

М.: Металлургия, 1972. 368 с.

25. Адрианов В.Н. Основы радиационного и сложного теплообмена. М.: Энергия, 1972. 463 с.

26. Зигель Р., Хауэлл Дж. Теплообмен излучением. М.: Мир, 1975. 934 с.

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

28. Глинков М.А., Глинков Г.М. Общая теория печей. М.: Металлургия, 1978.

264 с.

29. Детков С.П. Зональный расчет лучистого теплообмена с применением электронно-цифровых машин // Теплофизика высоких температур. 1964. №1.

С. 82-89.

30. Журавлев Ю.А. Разработка зональной математической модели теплообмена в топках котельных агрегатов и исследование ее свойств // Изв. АН СССР.

Энергетика и транспорт. 1979. № 6. С. 133-139.

31. Поляк Г.Л. Лучистый теплообмен тел с произвольными индикатрисами отражения поверхностей // Конвективный и лучистый теплообмен. М.: Изд во АН СССР. 1960. С.118-132.

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

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

34. Адзерихо К.С. Лекции по теории переноса лучистой энергии/ Под ред.

М.А.Ельяшевича. Минск: Изд-во БГУ, 1975, 192 с.

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

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

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

ICHMT, 1995, p. 38. Кузьмин В.А., Маратканова Е.И., Даутов Э.А. Инженерная методика расчета теплового излучения дисперсных систем //Изв. вузов: Авиационная техника.

1989. №1. С. 74-78.

39. Губинский В.И., Лу Чжун-У. Теория пламенных печей. М.: Машиностроение, 1995. 256 с.

40. Лисиенко В.Г. Интенсификация процессов теплообмена в пламенных печах.

М.: Металлургия, 1978. 243 с.

41. Самарский А.А. Об одном экономичном разностном методе решения многомерного параболического уравнения в произвольной области // Журнал вычислительной математики и математической физики. 1962. Т.2. №5. С. 787 811.


42. Теплотехнические расчеты при автоматизированном проектировании нагревательных и термических печей: Справочник / Под ред. А.Б. Усачева.

М.: Черметинформация. 1999. 185 с.

43. Технологическое сжигание и использование топлива / А.А. Винтовкин, М.Г.

Ладыгичев, Ю.М. Голдобин, Г.П. Ясников. М.: Металлургия, 1998. 286 с.

44. Основы практической теории горения / Под ред. В.В. Померанцева. Л.:

Энергоатомиздат, Ленинград. отд. 1986. 312 с.

45. Гидродинамика и теория горения потока топлива / Под ред. Б.В. Канто ровича. М.: Металлургия, 1971. 485 с.

46. Сполдинг Д.Б. Горение и массообмен. М.: Машиностроение, 1985. 235 с.

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

48. Кривандин В.А. Светящееся пламя природного газа. М.: Металлургия, 1973.

136 с.

49. Льюис Б., Эльбе Г. Горение, пламя и взрывы в газах. М.: Мир, 1968. 592 с.

50. Лавров Н.В. Физико-химические основы процесса горения топлива. М.:

Наука, 1971. 275 с.

51. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Влияние геометрических размеров факела на распределение падающих потоков излучений в топке парового котла // Промышленная энергетика. 2001. №8. С. 30-32.

52. Митор В.В. Теплообмен в топках паровых котлов. М.: Машгиз, 1963. 180 с.

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

54. Невский А.С.Теплопередача в мартеновских печах. М: Металлургиздат, 1963.

230 с.

55. Конструкции и проектирование агрегатов сталеплавильного производства / В.П. Григорьев, М.Ю. Нечкин, А.В. Егоров, Л.Е. Никольский. М.:

Энергоатомиздат, 1991.512 с.

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

57. Кривандин В.А. Энергосбережение как результат непрерывного совершенствования тепловой работы и конструкции нагревательных устройств // Известия вузов. Черная металлургия. 2001. №7. С. 48-54.

58. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Методика расчета рационального пространственного положения факела с целью оптимизации теплообмена в промышленной печи // Промышленная энергетика. 2000. №2. С.39-42.

59. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Расчет распределения излучения факела огнетехнических установок // Четвертый Минский Международный форум по тепломассообмену ММФ – 2000: Труды форума. Том 2. Радиационный и комбинированный теплообмен. Минск: Изд-во АНК, Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова, 2000. С.3-10.

60. Инженерный метод расчета температурного режима жаротрубных котлов с тупиковой топкой / М.Л. Герман, В.А. Бородуля, Е.Ф. Ноготов, Г.И.

Пальченок // Четвертый Минский Международный форум по тепломассообмену ММФ – 2000: Труды форума. Том 2. Радиационный и комбинированный теплообмен. Минск: Изд-во АНК, Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова, 2000. С.21-31.

61. Макаров А.Н., Кривнев Е.И. Расчет теплообмена излучением в печах и установках с линейными источниками излучения // Вторая Российская национальная конференция по теплообмену: Труды конференции. Том 6.

Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. М.:

Изд-во МЭИ, 1998. С. 314-315.

62. Макаров А.Н. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника на плоские поверхности // Вторая Российская национальная конференция по теплообмену: Труды конференции. Том 6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. М.: Изд-во МЭИ, 1998.

С. 312-313.

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

64.Макаров А.Н. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника на произвольно расположенные плоскости// Теплоэнергетика.

1998.№12. С.58-62.

65.Макаров А.Н. Определение угловых коэффициентов излучения линейного источника и факела топок паровых котлов // Теплоэнергетика. 2000. №8.С.63 66.

66.Гусев И.Н., Зайчик Л.И., Кудрявцев Н.Ю. Моделирование образования оксидов азота при сжигании твердого топлива в топочных камерах // Теплоэнергетика. 1993. №1. С.32-35.

67.Финкельбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плазма. М.:

Иностранная литература, 1961. 370 с.

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

69.Никольский Л.Е., Смоляренко В.Д., Кузнецов Л.Н. Тепловая работа дуговых сталеплавильных печей. М.: Металлургия, 1981. 344 с.

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

71.Сисоян Г.А. Электрическая дуга в электрической печи. М.: Металлургия, 1971. 304 с.

72.Влияние мощности дуг на тепловую работу футеровки / В.Д. Смоляренко, Н.И.Щадрич, А.Ф. Моржин, З.Л. Трейзон, Р.И. Спелицин, А.Н. Попов // Исследование в области промышленного электронагрева: Сб. тр. / ВНИИЭТО.

1974. С. 94-98.

73.Бортничук Н.И., Крутянский М.М. Плазменно-дуговые плавильные печи. М.:

Энергоиздат, 1981. 120 с.

74.Егоров А.В., Моржин А.Ф. Электрические печи. М.: Металлургия, 1975. с.

75.Кузнецов Л.Н., Пирогов Н.А., Егоров А.В. Расчет параметров дуговых сталеплавильных печей для плавки металлизированных материалов // Исследование в области промышленного электронагрева: Сб. тр. / ВНИИЭТО.

1981. С. 88-97.

76.Самохвалов Г.В., Черныш Г.И. Электрические печи черной металлургии. М.:

Металлургия, 1984. 232 с.

77.Спелицин Р.И., Пирогов Н.А., Смоляренко В.Д. Влияние электрических режимов работы высокомощных ДСП на заглубление дуги в жидкую ванну // Производство электростали: Сб. тр. / НИИМ. 1977. С. 46-50.

78.Цишевский В.П. Дуговые электропечи специальной металлургии. М.: Изд-во МЭИ, 1981. 87 с.

79.Макаров А.Н. Исследование несимметричных электрических и тепловых режимов мощных дуговых сталеплавильных печей: Дис. … канд. техн. наук.

М.: МЭИ, 1982. 175 с.

80.Кузнецов Л.Н., Спелицин Р.И. Современные представления о мощной электрической дуге в сталеплавильных печах // Электротех. промышленность.

Сер. Электротермия. 1982.№2. С.8-10.

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

82.Пирожников В.Е.. Каблуковский А.Р. Автоматизация контроля и управления электросталеплавильными установками. М.: Металлургия, 1974. 208 с.

83.Макаров А.Н. Распределение тепловых потоков в топке парового котла ТГМП – 204 // Электрические станции. 2003. №1. С. 20- 84.Макаров А.Н., Шаталов В.И. Расчет электрических параметров и теплообмена в дуговых сталеплавильных печах 3-100 тонн // Совершенствованиеэлектроснабжения и электропривода промышленных предприятий: Сб. тр. / Калинин. политехн. ин-т. 1986. С. 40-45.

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

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

87.Schwabe W.E., Robinson C.C. Development of large steel Furnase from 100 to 400 toncapacity // 7 Congress of International Unionfor elektroheat. Warsaw, 1972.

P. 126-142.

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

89.Крутянский М.М., Малиновский В.С. Энергетические и газодинамические параметры стационарной электрической дуги в плазменной печи // Исследования в области промышленного электронагрева: Сб. тр. / ВНИИЭТО.

1979. С. 125-134.

90.Кручинин А.М. Расчет динамических систем с электрической дугой: Учебное пособие. М.:МЭИ, 1988. 68 с.

91.Макаров А.Н. Лучистый теплообмен между поверхностями в дуговых сталеплавильных печах // Электрофизические, тепловые и электротехнические процессы в электротермических установках и вопросы управления ими: Сб.

тр. №576 / МЭИ. 1982. С. 26-29.

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

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

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

95.Макаров А.Н., Дунаев А.Ю. Расчет теплообмена в рекуперативном нагревательном колодце // Промышленная энергетика. 2005. №8. С.27-31.

96.Макаров А.Н., Кривнев Е.И., Воропаев В.В. Теплообмен в топке парового котла ТГМП-314 // Промышленная энергетика.2003.№12. С.36-42.

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

98.Kawakami Isamu. Developing the largest DC are furnace // Stell Times. 1991, №5.

P. 246-254.

99.Mcaloon T.P. Comelt – a new generation of clectric arc furnace // Iron and Steelmaker. 1994. №10. P. 63-66.

100.Никольский Л.Е., Зинуров И.Ю. Оборудование и проектирование электросталеплавильных цехов: Учебное пособие. М.: Металлургия, 1993. с.

101.Сосонкин О.М., Кудрин В.А. Водоохлаждаемый свод электродуговой печи.

М.: Металлургия, 1985. 144 с.

102.Kleimt B. Development by VAI in electric arс steelmaking // Steel Times. 1997.

№3. P. 98-101.

103.Электротермическое оборудование: Справочник / Под общ. ред. А.П.

Альтгаузена. М.: Энергия. 1980. 416 с.

104.Фарнасов Г.А., Рабинович В.Л., Егоров А.В. Электрооборудование и элементы автоматизации электроплавильных установок: Справочник. М.:

Металлургия, 1976. 336 с.

105.Свенчанский А.Д., Макаров А.Н. Распределение плотности излучения стабилизированных дуг постоянного тока в рабочем пространстве печей // Исследования электротермических установок: Сб. тр. / ЧГУ, 1986. С. 83-87.

106.Игнатов И.И. Математические модели теплообмена в ДСП // Математическое моделирование и расчет дуговых и плазменных сталеплавильных печей: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1983. С. 3-14.

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

108.Макаров А.Н. Определение тепловых потоков на ванну в дуговых и плазменно-дуговых сталеплавильных печах // Восьмое Всесоюзное научно техническое совещание по электротермии, электротермическому оборудованию: Тез. докл. Чебоксары, июль 1985. М.: Энергоатомиздат, 1985.

С. 5-6.

109.Макаров А.Н. Особенности определения тепловых потоков на ванну в дуговых и плазменно-дуговых печах // Электро- и теплофизические процессы в электротермических установках и вопросы управления ими: Сб. тр. №70 / МЭИ. 1985. С.108-111.

110.Свенчанский А.Д., Макаров А.Н. Определение тепловых потоков дуг в сталеплавильных печах // Электротех. промышленность. Сер. Электротермия.

1982. №6. С. 6-8.

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

112. Свенчанский А.Д., Макаров А.Н. Расчеты теплообмена излучением и прогнозирование износа футеровки в ДСП // Электротермические процессы и установки: Сб. тр. / ЧГУ. 1984. С.3-7.

113.Лисиенко В.Г., Лобанов В.И.. Китаев Б.И. Теплофизика металлургических процессов. М.: Металлургия, 1982. 239 с.

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

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

116.Смоляренко В.Д. Прогнозирование влияния энергетического режима на стойкость футеровки дуговой сталеплавильной печи // Математическое моделирование и расчет дуговых и плазменных сталеплавильных печей: Сб.

тр. / ВНИИЭТО. 1983. С.19-20.

117.Макаров А.Н., Николаев А.В. Расчет радиационного теплообмена в плазменно-дуговых печах // Пятое Всесоюзное совещание по плазменным процессам в металлургии и технологии неорганических материалов: Тез. докл.

Москва, октябрь 1988. М. 1988. Ч.1. С.24-25.

118.Макаров А.Н. Теория теплообмена излучением в дуговых печах для плавки стали: Дис. … д-ра техн. наук. Санкт-Петербург. 1994. 354 с.

119.Свет Д.Я. Температурное излучение металлов и некоторых веществ. М.:

Металлургия, 1964. 168 с.

120.Однопозов Л.Б. Вопросы моделирования тепловых процессов в электрических печах. М.: Стандартэлектро, 1966. С 45-50.

121.Schwabe W.E. Electrical and thermal factor in UHP arс furnaces designoperation // 9th Internacional congress UIE. Cannes, october, 1980. Р.4-11.

122.Макаров А.Н. Анализ электрических и тепловых режимов дуговых сталеплавильных печей различной емкости // Всесоюзная научно-техническая конференция по обобщению опыта эксплуатации высокомощных дуговых сталеплавильных печей: Тез. докл. Челябинск, июнь, 1989. Челябинск: ЧПИ, 1989. С. 25-26.

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

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

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

126.Игнатов И.И., Давыдов В.П. Тепловой расчет ДСП с водоохлаждаемыми панелями // Математическое моделирование и расчет дуговых и плазменных сталеплавильных печей: Сб. тр. / ВНИИЭТО. 1983. С.15-17.

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

128.Экономия электроэнергии в дуговых сталеплавильных печах / Ю.Н.

Тулуевский, И.Ю. Зинуров, А.Н. Попов, В.С. Галян М.: Энергоатомиздат, 1987. 104 с.

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

130.Марков Н.А. Электрические цепи и режимы дуговых электропечных установок. М.: Энергия, 1975. 204 с.

131.Макаров А.Н., Харченко В.В. Оптимизация электрических и тепловых режимов дуговых сталеплавильных печей // Автоматизация электротехнологических установок: Сб. тр. №240 / МЭИ. 1990. С.43-46.

132. Макаров В.С., Макаров А.Н. Дуговые печи. М.: МЭИ, 1991. 91 с.

133.Макаров А.Н., Макаров В.С. Теория и практика лучистого теплообмена в дуговых сталеплавильных печах // Новые направления в электротермии: Сб.

тр. №534 / МЭИ. 1991. С.77-78.

134.Григорян В.А., Белянчиков Л.Н., Стомахин А.Я. Теоретические основы сталеплавильного производства. М.: Металлургия, 1987. 272 с.

135.Теплоэнергетика и теплотехника. Общие вопросы: Справочник / Под ред.

А.В. Клименко, В.М. Зорина. М.: Изд-во МЭИ, 2000. 528 с.

136.Ольховский Г.Г. Тепловые испытания стационарных газотурбинных установок. М.: Энергия, 1971. 406 с.

137.Результаты испытаний и опытно-промышленной эксплуатации энергоблоков с нагрузкой 330 МВт / В.В. Герасимов, И.А. Кусков, И.М.

Дуда и др. // Энергетика и эксплуатация. Экспресс-информация. Сер.

Эксплуатация и ремонт электростанций. 1988. Вып. 1. С.15-34.

138. Тепловой расчет котельных агрегатов. Нормативный метод. М.: Энергия.

1973. 273 с.

139. Фаворский О.Н., Когданер Я.С. Вопросы теплообмена в космосе. М.:

Высшая школа. 1967. 240 с.

140.Полежаев Ю.В., Юревич Ф.Б. Тепловая защита. М.: Энергия. 1976. 391 с.

141.Стырикович М.А., Шпильрайн Э.Э. Энергетика. Проблемы и перспективы.

М.: Энергия. 1981. 193 с.

142.Макаров А.Н. Применение модели линейного источника для определения падающих потоков излучений в топке парового котла // Теплоэнергетика.

2001. №7. С.39-43.

143.Давидзон М.И. О влиянии плотности теплового потока на образование внутритрубных отложений // Теплоэнергетика. 2001. №1. С.72-73.

144.Опыт реконструкции кожухов мощных дуговых сталеплавильных печей на Челябинском металлургическом заводе / И.Ю. Зинуров, Л.К. Кузнецов, А.П.

Герасимов и др. // Электротех. промышленность. Сер. Электротермия. 1969.

№7. С. 8-12.

145.Оплавление футеровки ДСП / В.И. Ломакин, Ц.Д. Кацман, А.А. Устюгов и др. // Производство электростали: Сб. тр. НИИМ, 1977. №6. С. 56-64.

146.Пирожников В.Е. Автоматизация электросталеплавильного производства.

М.: Металлургия. 1985. 184 с.

147.Пути повышения стойкости футеровки дуговых сталеплавильных печей / И.Ю. Зинуров, А.И. Строганов, Н.А. Тулин и др. // Производство электростали: Сб. тр. / НИИМ. 1976. С.23-29.

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

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

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

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

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

153.Макаров А.Н. Методика расчета КПД дуг дуговых сталеплавильных печей // Энергосбережение в промышленности: Межвуз. сб. науч. тр. Тверь: ТГТУ, 1999. С.14-16.

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

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

156.Суржиков С.Т. Новые широкополосные модели излучения продуктов сгорания углеводородных топлив // Третья Российская национальная конференция по теплообмену: Труды конференции. Т.6. Радиационный и сложный теплообмен. М.: Издательство МЭИ. 2002.С. 331-336.

157. Влияние изменения мощности трансформатора на эффективность работы дуговой печи/ А.Н. Макаров, В.П. Рубцов, В.И. Пешехонов, Д.С. Папков // Электротехника. 1999. №2. С. 40-43.

158.Патент 2105819 (RU 2105819 C1). С21С5/52. Способ плавки стали в дуговой печи / А.Н. Макаров, Р.А. Макаров // Изобретения. 1998. №6. С. 25.

159.Патент 2135603 (RU 2135603 С1). С21С5/52. Способ плавки стали в дуговой печи / А.Н. Макаров, Р.А. Макаров // Изобретения. 1999. №24. С.28.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.