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:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
-- [ Страница 1 ] --

XV МЕЖДУНАРОДНАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ

ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА

В МЕТАЛЛУРГИИ

НМетАУ, г. Днепропетровск, Украина,

7 – 9 октября 2008 г.

ТРУДЫ

XV МЕЖДУНАРОДНОЙ КОНФЕРЕНЦИИ

«ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА

В МЕТАЛЛУРГИИ»

(НМетАУ, г. Днепропетровск, Украина,

7 – 9 октября 2008 г.)

Посвящается 110-летию

профессора И.Д. Семикина

Днепропетровск

2008 УДК 574:621.1 ББК 31.3-391 Т78 Труды XV международной конференции «Теплотехника и энерге тика в металлургии», НМетАУ, г. Днепропетровск, Украина, 7 – 9 октября 2008 г. – Днепропетровск: «Новая идеология», 2008. – 300 с.

Приведены тезисы докладов участников XV между народной научной конференции «Теплотехника и энерге тика в металлургии», состоявшейся 7 – 9 октября 2008 г.

в Национальной металлургической академии Украины.

Содержание опубликованных материалов отражает современный взгляд на вопросы энерго- и ресурсосбере жения в промышленности, конструирования тепловых металлургических агрегатов и энергетических установок, технологии тепловой обработки материалов, моделирова ния и экспериментального исследования теплофизических процессов металлургического производства.

Материалы конференции будут полезны специали стам в области теплотехники и энергетики, работающих в университетах, научно-производственных предприятиях, проектно-конструкторских организациях, промышленных предприятиях.

Тезисы докладов публикуются в авторской редакции.

© Национальная металлургическая ISBN 978-966-8050-51- академия Украины, ОРГАНИЗАТОРЫ КОНФЕРЕНЦИИ Министерство образования и науки Украины Национальная металлургическая академия Украины Академия наук высшей школы Украины Объединение предприятий «Металлургпром»

Ассоциация «Центр внедрения энергосберегающих и инновационных технологий»

МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ КОМИТЕТ Augustin Varga (Кошице, Словакия) Басок Б.И. (Киев, Украина) Gerd Walter (Фрайберг, Германия) Грес Л.П. (Днепропетровск, Украина) Губинский В.И. (Днепропетровск, Украина) Гусовский В.Л. (Москва, Россия) Ivan Imri (Кошице, Словакия) Капустин Е.А. (Мариуполь, Украина) Карп И.Н. (Киев, Украина) Кравцов В.В. (Донецк, Украина) Кривандин В.А. (Москва, Россия) Кошельник В.М. (Харьков, Украина) Ladislav Lazic (Сисак, Хорватия) Lech Szecwka (Честохова, Польша) Лу Чжун-У (Шеньян, Китай) Маслов В.А. (Мариуполь, Украина) Майстренко А.Ю. (Киев, Украина) Найдек В.Л. (Киев, Украина) Недопёкин Ф.В. (Донецк, Украина) Онищенко В.П. (Одесса, Украина) Павлюченков И.А. (Днепродзержинск, Украина) Прибытков И.А. (Москва, Россия) Ryszard Biaecki (Гливице, Польша) Ревун М.П. (Запорожье, Украина) Рядно А.А. (Днепропетровск, Украина) Сигал И.Я. (Киев, Украина) Сорока Б.С. (Киев, Украина) Тимошпольский В.И. (Минск, Беларусь) Товаровский И.Г. (Днепропетровск, Украина) Ярошенко Ю.Г. (Екатеринбург, Россия) Организационный комитет выражает признательность за финансовую поддержку спонсорам конференции:



Сервисному центру «Стандарт-С»;

ЗАО «Ижевский опытно-механический завод»;

МЧ НПП «Кальцит»;

Частной фирме «Вестас».

ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ Величко А.Г. – председатель оргкомитета, ректор Национальной металлургической академии Украины (НМетАУ).

Пройдак Ю.С. – заместитель председателя, проректор по научной работе НМетАУ.

Губинский М.В. – заместитель председателя, заведующий кафедрой промышленной теплоэнергетики (ПТЭ) НМетАУ.

Гупало Е.В. – ученый секретарь конференции, доцент кафедры теплотехники и экологии металлургических печей (ТЭМП) НМетАУ.

Волошко С.В. – исполнительный директор ассоциации «Центр внедрения энергосберегающих и инновационных технологий».

Лесовой В.В. – заместитель генерального директора объединения предприятий «Металлургпром».

Еремин А.О., Ложко А.Н. – доценты кафедры ТЭМП НМетАУ.

Усенко А.Ю., Федоров С.С.– доценты кафедры ПТЭ НМетАУ.

Сибирь А.В. – ассистент кафедры ТЭМП НМетАУ.

Форись С.Н. – ассистент кафедры ПТЭ НМетАУ.

Почтовый адрес:

Оргкомитет конференции «Теплотехника и энергетика в металлургии»

Каф. ТЭМП, НМетАУ, пр. Гагарина, 4, г. Днепропетровск, 49600, Украина.

Телефоны:

Губинский Михаил Владимирович – (3 80562) 47-44-27;

Гупало Елена Вячеславовна – (3 8056) 374-84-42, (3 8067) 297-49-62, (3 8095) 632-94-07.

Тел./Факс: (380562) 46-24-73, 47-44-27.

E-mail: ktemp@ktemp.dp.ua Web-сайт: http://ktemp.dp.ua/2008.html СТРУЙНО-НИШЕВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА – РЕШЕНИЕ ПРОБЛЕМ СОВРЕМЕННЫХ ГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ Абдулин М.З., Дворцин Г.Р., Жученко А.М., Кулешов Ю.А., Милко Е.И.

ООО «Научно-производственное объединение «Струйно-нишевая технология», г. Киев, Украина Подавляющее большинство теплогенерирующего оборудования Украины и ближнего зарубежья спроектировано более 30 – 40 лет на зад и работает недостаточно эффективно вследствие неоптимальной организации их топочных процессов. Такое положение характерно для всех типов огнетехнического оборудования (ОО) (котлы, печи, сушила, теплогенераторы, камеры сгорания) в различных отраслях национальной экономики.

Как известно, основным элементом огнетехнического оборудования является горелочное устройство (ГУ), рабочий процесс которого опреде ляет экономичность, надежность и экологическую безопасность объекта в целом. Комплекс аэротермохимических процессов, определяющий рабо ту ГУ, является сложнейшим в технике, недостаточно изученным и не поддается точным расчетам. Однако потребности производства подтал кивают к поиску соответствующих подходов, позволяющих уже сейчас создавать ГУ необходимой эффективности. Для этого необходимо суще ственно пересмотреть существующие взгляды на технологию сжигания топлива. Как правило, улучшения показателей ГУ по экономичности до биваются за счет ухудшения экологических характеристик, снижения уровня надежности, сужения диапазона рабочего регулирования и т.д.





Многолетние исследования основных компонентов рабочего про цесса ГУ (аэродинамика течения горючего, окислителя и продуктов сгорания;

химическое реагирование горючего и окислителя;

процессы теплопередачи), проведенные в лаборатории горения НТУУ «КПИ», выявили определяющую роль аэродинамических процессов, что по зволило классифицировать типы ГУ по нескольким газодинамическим схемам подачи горючего и окислителя. Причем, практически все ГУ ведущих фирм мира работают по схеме с закруткой потока воздуха.

Анализ аэродинамической структуры ГУ с различными аэродинами ческими схемами показал, что основными причинами их недостаточной эффективности при переменных режимах являются: разрушение цирку ляционных зон высоконагретых продуктов сгорания, обеспечивающих аэродинамическую стабилизацию горения;

нарушение равномерности распределения горючего в потоке окислителя;

выход концентрации топ ливной смеси в зонах обратных токов (ЗОТ) за пределы воспламенения.

Из этого следует, что для создания эффективного ГУ важно обес печить устойчивую аэродинамическую структуру течения (необходи мые поля скоростей и искусственной турбулентности, систему устой чивых вихреобразований, необходимую глубину проникновения струй горючего в поток окислителя и т.д.) горючего, окислителя и продуктов сгорания в широком диапазоне скоростей c необходимым концентрационным полем топливной смеси.

Аналитические и экспериментальные исследования показали, что ГУ, реализующее современную технологию сжигания топлива, долж но обеспечивать: рациональное первоначальное распределение горю чего в потоке окислителя;

высокий уровень интенсивности турбу лентности в области смесеобразования топливной смеси;

устойчивую управляемую аэродинамическую структуру течения горючего, окис лителя и продуктов сгорания с зонами обратных токов в области ста билизации факела;

саморегулируемость состава топливной смеси в зоне обратных токов;

самоохлаждение ГУ горючим и окислителем с термической подготовкой топливной смеси.

На основе сформулированных новых принципов разработана и предложена новая, струйно-нишевая технология сжигания топлива (СНТ), удовлетворяющая современным комплексным требованиям экологической безопасности, экономичности и надежности, предъяв ляемым к ГУ. Данная технология основывается на газодинамической схеме, предусматривающей поперечную подачу горючего в сносящий поток окислителя перед вихреобразователем в виде ниш (струйно нишевая система). Струйно-нишевая система обладает устойчивой вихревой структурой с переменным объёмом устойчивой циркуляци онной зоны и постоянным составом топливной смеси в области ста билизации факела.

Струйно-нишевая технология оптимизирует аэродинамику то почного пространства и значительно улучшает показатели технологи ческого процесса ОО. Это проявилось при модернизации мартенов ских печей, миксеров, постов сушки ковшей, агломерационных ма шин, обжиговых печей и т.д. При этом достигнута экономия газа 20 – 80 %, и значительно улучшены экологические показатели.

Многолетние и многочисленные исследования объектов, модер низированных при помощи СНТ, показали, что значительно улучша ется режим эксплуатации за счет плавного и безопасного запуска (при нагрузках 5 – 10 % номинальной мощности и ниже) и высокой темпе ратурной равномерности в топочном пространстве. Это существенно увеличивает межремонтный период работы оборудования. Экономи ческие расчеты показали, что СНТ является основой малозатратной модернизации даже ОО устаревшей конструкции. Срок окупаемости, за счет экономии газа, до 1 года.

«FIVES STEIN» - НОВЫЙ АГРЕГАТ НЕПРЕРЫВНОГО ГОРЯЧЕГО ЦИНКОВАНИЯ АНГЦ-4 В ЛИПЕЦКЕ Алан Жено, Елена Смирнова «ФИВ СТЭН», Франция История совместной работы между компанией ОАО «НЛМК» и фирмой «Фив Стэн» началась в 80-х годах, когда наша компания по лучила заказ на проектирование и строительство 11 печей для агрега тов непрерывного отжига стали. Сегодня мы участвуем в переобору довании одного из агрегатов отжига в агрегат непрерывного горячего цинкования. Данный проект осуществляется в консорциуме с немец кой компанией «Зундвиг». Мы проектируем и поставляем термиче скую часть (печь), а наш партнер – остальное оборудование для дан ного агрегата.

Печь непрерывного отжига имела производительность 50000 тонн в год. Максимальная скорость процесса составляла 45 м/мин при длине печи 270 метров (термическая часть). Данная печь была ориентирована на продукт со следующими характеристиками:

• толщина полосы от 0,35 до 1 мм;

• ширина полосы от 700 до 1250 мм.

Печь АНГЦ-4 будет иметь производственную мощность 300 000 тонн в год (референтная полоса 0,5 х 1250 мм). Скорость процесса будет составлять 150 м/мин. Длина термической части агре гата составит приблизительно 120 м. Модернизированный агрегат бу дет производить продукт со следующими характеристиками:

• толщина полосы от 0,21 до 0,78 мм;

• ширина полосы от 900 до 1270 мм.

БАШНЯ ОХЛ.

ВЫХ.

КБ Н К РТ КГО КВЭ СЕКЦИЯ NOF RTF JET EXIT COOLING SOAKING SECTION COOLING SECTION TOWER REUSED Рис. 1.

Термическая часть нового агрегата состоит из камеры безокисли тельного нагрева (КБН);

камеры нагрева с радиантными трубами (КРТ);

камеры выдержки с электронагревом (КВЭ);

камеры газо струйного охлаждения, выходной секции и башни охлаждения (см.

рис. 1).

В камере безокислительного нагрева полоса нагревается от тем пературы окружающей среды до температуры, заданной технологиче ским циклом. Окисление полосы предотвращается за счет поддержа ния большой разницы температур между газом и полосой, в восстано вительной атмосфере, при использовании горелок неполного сгорания и прямого нагрева, разработанных компанией «Фив Стэн». Использо вание таких горелок позволяет достичь гораздо более равномерного нагрева полосы, при этом огнеупорная амбразура горелки менее под вержена температурным напряжениям.

Далее полоса поступает в камеру с радиантными трубами для на грева до требуемой температуры. Нагрев полосы производится в азо товодородной смеси, с содержанием водорода до 15 %, при помощи радиантных труб, которые нагреваются газовыми горелками рекупе ративного типа, разработанными и изготовленными компанией «Фив Стэн». После этого полоса поступает в КВЭ для отжига (темп. 730 – 780 °C). В данной камере используется кожух и часть футеровки от предыдущей печи, при этом камера адаптирована для нового процес са: она дополнена новой футеровкой, литыми сопротивлениями и ро ликами.

После отжига полоса охлаждается до 460 °C в камере газоструй ного охлаждения, направляется в выходную секцию и поступает на цинкование. Температура оцинкованной полосы доводится до 145 °C в башне охлаждения, затем полоса поступает в секцию водяного ох лаждения, на выходе из которой ее температура составляет уже 40 °C.

Охлажденная таким образом полоса поступает на механическую об работку.

Проект данной печи рассчитан на 2 года. В течение первого года наша компания осуществляет проектирование печи и закупает необ ходимое оборудование. В течение второго года предусмотрена по ставка оборудования, его монтаж, пуско-наладочные работы, произ водство первой оцинкованной полосы и проведение гарантийных ис пытаний.

Данный проект является примером благотворного сотрудничест ва между нашей компанией и компанией «ЗУНДВИГ». Мы открыты для сотрудничества с другими заинтересованными компаниями, имеющими необходимые знания и умения в конструкции механиче ского оборудования для подобных агрегатов.

КОМБИНИРОВАННОЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ СОЛНЕЧНОЙ ЭНЕРГИИ ДЛЯ ГОРЯЧЕГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ, НАГРЕВА БАССЕЙНА И ПОДДЕРЖКИ ОТОПЛЕНИЯ Афанасьев Б.А.1, Добровольский Ю.А.2, Титарь С.С. 1 – Одесская Государственная Академия Холода, г. Одесса, Украина 2 – Одесский национальный политехнический университет, г. Одесса, Украина В связи с повышенным вниманием к проблемам экологии, энер госбережения и ростом цен на энергоносители уже не вызывает со мнений эффективность использования энергии солнца, способной за менить до 60…70 % теплоты от традиционного источника.

Наиболее результативно применение солнечных систем для горя чего водоснабжения, т.к. потребность в нем стабильна в течение всего года. Отопление солнечной энергией возможно, но требует больших капитальных затрат, применяется в домах с повышенными энергосбе регающими свойствами и, как правило, только для поддержки отопле ния. Это, в первую очередь, связано с противоположной зависимо стью потребности в отоплении и поступлением солнечной энергии.

Обеспечение температурного режима в бассейне открытого типа на протяжении купального сезона требует значительных тепловых мощностей. Существенно, что поступление солнечной радиации сов падает с сезоном эксплуатации открытого бассейна. Это позволяет обеспечить теплом от 92 до 75 %, в зависимости от длительности ку пального периода. Следует учесть, что нагрев бассейна требует боль ших поверхностей солнечных коллекторов.

Комплексное использование солнечных систем для нагрева бас сейна в теплый период, получения горячей воды в течение всего года, поддержки отопления в холодное время, хорошо согласуется с посту плением солнечной радиации и потреблением тепла, что увеличивает эффективность их применения.

Авторы считают целесообразным производить расчет солнечной системы, исходя из потребности коллекторного поля для нагрева бас сейна и горячего водоснабжения, а поддержку отопления осуществ лять полученным в зимнее время от этих коллекторов теплом. Такой подход удачно согласуется для зданий коттеджного типа, со сложив шимся соотношением жилой площади, поверхности бассейна и чис лом жильцов.

Принято, что в июле-месяце 100 % тепла должно обеспечиваться за счет солнца. Для выбранных характеристик коллекторного поля рассчитано поступление теплоты с учетом требуемой температуры теплоносителя и эффективности работы коллекторов. Для отопления (теплые полы) приняты температуры 25/45 °С. Расчет количества ис пользуемой солнечной энергии показано на рисунке ниже.

Распределение получаемой энергии по потребителям для коллек торных полей 27 и 40,5 м2 приведено в таблице.

Количество солнечной энергии для коллекторного поля S=27 м2 и 40 м Отдельно по потребителям, МВт.ч Годовое распределение Отопление + ГВС Бассейн + ГВС Отопление Бассейн Месяц года ГВС, Поверхность коллекторов, м Эфф МВт ч ГКал МВт ч МВт ч ность 27 40,5 27 40, янв. 0,63 0,54 43% 0,24 0,39 0, февр. 0,76 0,65 47% 0,24 0,52 0, март 1,81 1,56 55% 0,25 1,56 2, апр. 1,9 1,63 56% 0,25 1,65 2, май 2,64 0,25 2,39 4, июнь 2,56 0,26 2,3 3, июль 2,96 0,26 2,7 4, август 2,76 0,25 2,51 4, сент. 2,37 0,25 2,12 3, окт. 1,79 1,54 56% 0,25 1,54 2, ноябрь 0,58 0,50 44% 0,24 0,34 0, дек. 0,47 0,40 40% 0,24 0,23 0, 7,94 6,83 2,98 6,23 9,80 12,02 20, За год Доля солнечной энергии: 100,0 % 31,2 % 49 % 63 % 100 % Доля энергии солнца более 40 % в затратах на отопление может привести к избытку тепла в начале-конце отопительного периода.

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ СОСТАВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ ПОД ВОЗДЕЙСТВИЕМ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПОЛЕЙ Берлов А.В.

Днепропетровский национальный университет, г. Днепропетровск, Украина Изменение теплового состояния элементов конструкций вызыва ется внешними и внутренними воздействиями, учет которых необхо дим для построения адекватных математических моделей задач нахо ждения тепловых режимов в составных элементах конструкций под воздействием электромагнитных полей. В последнее время наблюда ется значительная интенсификация современных технологических процессов электромагнитными методами, в которых в качестве интен сифицирующего фактора служит энергия электромагнитного поля.

Решение уравнений, учитывающих влияние электромагнитных полей на составные элементы конструкций, может быть получено с помо щью численных и приближенных аналитических методов. Примене ние приближенных аналитических методов позволяет получить реше ния простой формы и структуры.

Операционным методом получено структурное решение задач в виде совокупности простых структур решений, количество которых определяется количеством компонент воздействий. Компоненты воз действия формируются за счет внешних и внутренних граничных ус ловий, начальных распределений температур, источников и стоков те пла в сечениях системы пластин.

Математическая модель в обобщенных переменных задач неста ционарной теплопроводности для составной системы с неидеальным тепловым контактом на стыках имеет вид:

2T ( x, Fo) T ( x, Fo) * w, ( x, Fo), T ( x, Fo) Fo = 0 = ( x), (1) = Fo x [ ] T1 ( x, Fo) 0 x =0 = h0 Bi0 f 0, ( Fo) M 0T1 ( x, Fo ) x = x (2) [ ] Tm ( x, Fo) x =1 = h1Bi1 f1, ( Fo ) M 1Tm ( x, Fo) x =1, 1 x T ( x, Fo) x =1 = R, +1 [T +1 (0, Fo) T (1, Fo)] * x (3) T ( x, Fo) T +1 ( x, Fo) x =1 +1, x = 0 = f 2, ( Fo), x x R a R2 R a R x = 0, =, +1, = +1, R, +1 = * *, Fo = 0, x =.

R, + R +1 2 R a0 R R Мощность внутренних источников (стоков) тепла представляет собой суперпозицию мощности источников тепла, являющихся след ствием воздействия на конструкцию полей различной физической N природы: w, ( x, Fo ) =, j ( x, Fo ), где N – количество воздействий.

j = Получено структурное решение, основанное на использовании операционного метода [1 – 3]:

[ ] [ ] 2m g r, ( pk ) * T ( x, Fo) = n,r ( x),n g rn (Fo) + Q pk,,r ( x) exp( 2 Fo) +z, ( x, Fo), () n n, ' k =1 ( n, pk ) r =1n=0 (4) n Fo Fo n ( 2n) 2n ( x) + ( Fo ) n z, ( x, Fo) = n * * w, ( x, )d, x 2 n n! n =0 n! n = * где – частное решение неоднородного уравнения (1).

z, ( x, Fo) Решение (4) позволяет определить температурное поле составных элементов конструкций и дает возможность через компоненты воз действия g r, (Fo ) выделить влияние каждого источника электромаг n нитных полей.

Проведены параметрические исследования и оптимизация по геометрическим размерам комбинированной тепловой изоляции ме таллургического оборудования и установлены закономерности рас пределения температур под воздействием электромагнитных полей.

Литература 1. Веселовский В.Б., Берлов А.В., Никульникова В.В. Расчет температурных полей и восстановление граничных условий для со ставных элементов конструкций // Металлургическая теплотехника. – Днепропетровск: Пороги, 2004. – C. 238 – 249.

2. Беляева В.В., Берлов А.В., Веселовский В.В. Определение па раметров теплозащитных конструкций // Металлургическая теплотех ника. – Днепропетровск: Пороги, 2005. – Книга 1. – С. 15 – 24.

3. Берлов А.В. Решение структурным методом задач теплопро водности для составных элементов конструкций при воздействии электромагнитных полей // Диференціальні рівняння та їх застосуван ня: Зб. наук. пр. ДНУ.– Д., 2006. – С. 70 – 79.

ЭНЕРГОЗАТРАТЫ НА ПРОИЗВОДСТВО ИЗВЕСТИ В РАЗЛИЧНЫХ ПЕЧНЫХ АГРЕГАТАХ Бойко В.Н.

Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина В настоящее время для производства извести используются раз личные типы обжиговых агрегатов: шахтные, трубчатые вращающие ся и циклонные печи, печи кипящего слоя, а также конвейерные ко лосниковые, тарельчатые и вертикальные с вращающейся решеткой машины.

Обжиговые агрегаты отличаются фракционным составом исход ного сырья, видом применяемого топлива и качеством получаемой из вести.

Составными частями энергозатрат на производство извести яв ляются затраты топлива на обжиг, затраты электроэнергии на обжиг, т.е. обеспечивающие работу печного агрегата, и затраты электроэнер гии на подготовку сырья (дробление, помол, отсев нужных фракций).

Универсальным показателем энергозатрат в этом случае является рас ход условного топлива на единицу оксидов кальция и магния (CaO + MgO), содержащихся в получаемой извести.

Конвейерные колосниковые, тарельчатые и вертикальные с вра щающейся решеткой машины работают на твердом топливе, в них обжигают мелкокусковый известняк фракций 3 10 мм и 3 20 мм.

Известь, получаемая в этих агрегатах, отличается низким содержани ем (CaO + MgO) – 70 80 %. Готовый продукт содержит много пере жога и обладает низкой реакционной способностью – время гашения составляет 15 минут и более.

Несовершенство конструкций обжиговых машин, как теплооб менных аппаратов, и низкое качество получаемой в них извести обу словливают высокие затраты энергии на производство извести – 230 325 кг у.т./т (CaO + MgO), в том числе затраты электроэнергии на обжиг – 4 6 кг у.т./т.

Наиболее совершенными теплообменными аппаратами являются шахтные печи, отличающиеся большим разнообразием конструктив ных, технологических и режимных особенностей. В них обжигается материал различного гранулометрического состава (20 50 мм, 25 40 мм, 40 100 мм и др).

В шахтных печах, работающих на газообразном топливе, полу чают известь с содержанием СаО + MgO 80 90 % и временем гаше ния 2 15 мин. Суммарные энергозатраты в шахтных печах состав ляют 180,4 215,5 кг у.т./т (CaO + MgO), в том числе затраты элек троэнергии на обжиг 2,0 3,6 кг у.т./т.

Для обжига карбонатного сырья в плотном непродуваемом слое применяются трубчатые вращающиеся печи. Размеры трубчатых вра щающихся печей колеблются в широких пределах: диаметр составля ет 2,5 5,0 м, длина – 48 170 м.

В трубчатых вращающихся печах обжигают кусковый известняк (фракций 10 40 мм, 20 40 мм и др.) и получают высокообожжен ную известь с содержанием СаО + MgO 87 95 %, время гашения ко торой составляет 1,5 8 мин. Однако энергозатраты в этих печах ве лики и достигают 288,3 387,6 кг у.т./т (CaO + MgO), в том числе за траты электроэнергии на обжиг 2,5 4,3 кг у.т./т. Величина уноса пы ли из вращающихся печей достигает 18 % от расхода сырья.

В печах кипящего слоя получают известь с высокой степенью обжига, соответствующей содержанию в ней СаО + MgO 88 92 %, время гашения извести 1 10 мин. Однако из печи выносится боль шое количество пыли (больше, чем из вращающихся печей), содержа ние в которой CaO + MgO не превышает 70 %. Суммарные энергоза траты в печах кипящего слоя составляют 211,0 219,8 кг у.т./т (CaO + MgO), в том числе затраты электроэнергии на обжиг 7,1 13,7 кг у.т./т.

Для производства мелкодисперсной (0 0,1 мм) извести из пред варительно измельченного известняка применяются печи циклонного типа. Термообработка материала осуществляется в компактных ци клонных аппаратах при больших значениях теплового напряжения ра бочего пространства. Получаемая известь отличается высоким содер жанием СаО + MgO – 90 92 % и высокой химической активностью (время гашения до 1 мин.).

Предусмотренная в циклонной печи трехступенчатая утилизация теплоты дымовых газов и извести, выходящих из декарбонизатора, позволяет добиться относительно небольших энергозатрат на обжиг известняка, которые составляют 159,0 162,7 кг у.т./т (CaO + MgO), в том числе затраты электроэнергии на обжиг и на помол известняка, соответственно, 4,7 4,8 кг у.т./т и 6,5 6,8 кг у.т./т.

Таким образом, несмотря на затраты энергии на предварительный помол известняка перед его обжигом, суммарные энергозатраты на производство извести в циклонной печи имеют меньшее значение.

Это выгодно отличает циклонную печь от других типов обжиговых агрегатов.

РЕКОНСТРУКЦИЯ РЕКУПЕРАТИВНЫХ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ КОЛОДЦЕВ С ОТОПЛЕНИЕМ ИЗ ЦЕНТРА ПОДА ЦЕХА БЛЮМИНГ-1 НА ПРЕДПРИЯТИИ «АРСЕЛОРМИТТАЛ КРИВОЙ РОГ» С ЦЕЛЬЮ СНИЖЕНИЯ УТЕЧЕК ВОЗДУХА В КЕРАМИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРАХ Бойко И.И.1, Коротченков В.М.2, Тряпичкин М.Г.2, Кудлай Е.Г. 1 – Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина 2 – ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог», г. Кривой Рог, Украина На предприятии «АрселорМиттал Кривой Рог» в цехе Бл-1 для нагрева слитков перед прокаткой эксплуатируются рекуперативные нагревательные колодцы с отоплением из центра пода. Основным не достатком таких колодцев являются значительные потери воздуха, подаваемого на горение, в керамических рекуператорах. Утечки воз духа на дымовую сторону осуществляются через неплотности сочле нений элементов кладки керамических рекуператоров и вызваны раз ницей давлений на воздушной и дымовой стороне рекуператора, ко торая достигает 10 – 15 мм в.ст. (~ 100 – 150 Па) при работе колодца на максимальной тепловой мощности. Уровень утечек воздуха при этом, в зависимости от длительности работы ячеек после ремонта, со ставляет от 20 до 50 % и более. При этом мощность ячейки снижается, а в ячейку поступает не контролируемое, постепенно уменьшающееся количество воздуха, что ухудшает качество сжигания топлива.

Основным направлением предложений, нацеленных на устране ние утечек воздуха в керамических рекуператорах путем уменьшения давления воздуха в каналах рекуператора, является использование инжектирования горячего воздуха через керамический рекуператор, для чего на выходе из рекуператора (или сразу после него) в канале горячего воздуха устанавливают инжекторы.

Недостаток таких схем заключается в том, что эффект инжекции расходуется в основном на преодоление аэродинамического сопро тивления в воздушных каналах на пути воздуха от инжектора до входа его в ячейку колодца, а не на уменьшение давления в воздушном тракте.

Анализ различных схем установки инжектора показал, что для обеспечения максимальной эффективности его работы (т.е. для обес печения необходимого понижения давления в воздушном тракте ре куператора минимальным расходом инжектирующего воздуха), необ ходимо инжектор устанавливать как можно ближе к выходному сече нию канала горячего воздуха в ячейку. При этом поперечное выход ное сечение канала горячего воздуха должно полностью перекрывать ся одной или несколькими струями инжектирующего воздуха для ис ключения обратных потоков горячего воздуха в подающий канал.

Учитывая проведенный анализ, было предложено установить инжектор в вертикальном кольцевом канале горячего воздуха горло вины ячейки непосредственно перед вылетом воздуха в ячейку. Уста навливаемый инжектор должен быть обязательно многосопловым.

Количество сопел должно быть таково, чтобы струи инжектирующего воздуха из этих сопел, полностью слились друг с другом и перекрыли все поперечное сечение кольцевого канала горячего воздуха на входе его в ячейку (патент Украины 68633А).

Для определения параметров работы, размеров, количества сопел инжектора, а также выбора количества инжектирующего воздуха, ко торый позволит обеспечить требуемое понижение давления в воздуш ных каналах рекуператора, была разработана методика и выполнены необходимые расчеты предлагаемого устройства.

После проведения серии расчётов получены следующие резуль таты: скорость истечения из сопел инжектора принята равной 250 м/с при расходе инжектирующего воздуха, в количестве 10 – 15 % от об щего расхода воздуха на ячейку. Расчёты кольцевого канала, в кото ром должен быть установлен многосопловой инжектор, и расчет гео метрии струй позволили определить необходимое количество сопел инжектора (6 – 8 шт.) и их размеры для обеспечения работы инжекто ра с принятыми параметрами.

По результатам расчетов выполнена рабочая документация уст ройства для устранения (уменьшения) утечек воздуха, изготовлен и установлен на ячейке № 6/1 цеха Бл-1 экспериментальный экземпляр многосоплового инжектора. Были проведены теплотехнические испы тания работы ячейки № 6/1 в прежнем режиме и совместно с разрабо танной и внедренной на ячейке установкой. После получения положи тельного эффекта, в течение 2005 – 2007 гг. многосопловые инжекто ры были установлены ещё на 11 нагревательных колодцах цеха Блю минг № 1.

Результаты испытаний показали, что применение разработанного устройства обеспечило сокращение длительности нагрева металла в среднем на 0,5 часа, повышение производительности ячейки на 12 – 13 % и снижение удельного расхода условного топлива на 13 – 14 %.

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПУЛЬСАЦИОННОГО НАГРЕВА ТВЁРДЫХ ТЕЛ Боcенко Т.М.

Днепропетровский национальный университет, г. Днепропетровск, Украина В настоящее время широкое практическое применение находят конструкционные материалы на основе модификационного упрочне ния импульсным воздействием на материал. Возникает проблема оп ределения и расчёта на прочность конструкции, теплового и напря жённо-деформационного состояния системы. Появилась существен ная потребность в создании и описании данных процессов с помощью уравнений обобщённого вида, учитывающие не только нынешнее со стояние системы, но и предысторию воздействий на материал.

Рассмотрен пример нагрева пластины с внутренним источником, обладающим релаксационными свойствами во время пульсационного режима.

Qi ( Fo ) Fo 6 8 2 4 Рис. 1. Пульсационное воздействие граничных функций Qi ( Fo ) на поверхности * материала, Fo = Fo 10.

Для данного режима нагрева используется уравнение нестацио нарной теплопроводности гиперболического типа [1]:

2 2 r i r i i + W 1 + Foi, (1) + Foi = Foi 2 Foi Foi X где i номер импульса.

Анализ теплового состояния системы при малых временах ( Fo Fo ), малых геометрических параметрах ( l L ), где L – толщи * на образца, Fo* время порядка времени релаксации процесса нагрева (охлаждения) показывает, что для достаточно больших k (k-количество импульсов, k ) при пульсационном режиме, гипер болическое уравнение (1) имеет вид интегро-дифференциального уравнения теплопроводности:

r k +1 ( X, Fo ) k +1 ( X, Fo ) + 0,k +1 + Fok + 2 Fo Fo k +1 ( X, Fo s ) * k +1 ( X, Fo ) r + Fok +1 k +1 (s ) ds = k +1 (2) + Fo 0 X k +1 ( X, Fo s ) + k +1 (s ) ds + Wk +1 ( X, Fo ).

0 X Тем самым вычисление последующих импульсов (их величины) при водит к априорному определению количества импульсов – их дли тельности, мощности, после действия которых происходит нагрев об разца, либо прогрев определённого количества слоёв (для многослой ной конструкции).

Предлагаемые модели процессов переноса, с одной стороны, на ходятся в соответствии с существующими версиями неравновесной термодинамики, а с другой стороны, расширяют круг возможных объ ектов исследований и имеют относительно простой вид, что позволяет использовать их для анализа конкретных физических ситуаций. Про веденные на основе этих моделей исследования показали, что нерав новесные эффекты оказывают определяющее влияние на механизм и основные закономерности распространения скоростных волн и могут быть приведены к обобщённому уравнению нестационарной тепло проводности – интегро-дифференциальному уравнению теплопровод ности с учётом тепловой памяти [2].

Литература 1. Веселовский В.Б., Босенко Т.М. Структурный метод решения задач теплопроводности для составных тел при экстремальных воз действиях с учётом тепловой памяти // VI Минский международный форум по тепломассообмену. – Минск. – 2008. – С. 64.

2. Веселовский В.Б., Босенко Т.М., Горелова К.В. Структурный метод решения задач теплопроводности для составных тел при экс тремальных воздействиях с учетом тепловой памяти // Металлургиче ская теплотехника. – Днепропетровск: Пороги, 2007. – С. 91 – 101.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОПРОВОДИМОСТИ ФАКЕЛА Булычев В.В., Сухой М.П., Куманев С.А., Мирошниченко А.В.

ГВУЗ «Украинский государственный химико-технологический университет», г. Днепропетровск, Украина Явление ионизации при горении является предметом исследо вания в течение длительного времени [1, 2]. Практически во всех современных горелочных устройствах управление связано с прин ципом контроля тока ионизации (Benton, Krom Schroder и др.).

В [3] предложен способ контроля и управления сжиганием топлива и ионизационный датчик для его осуществления.

Тем не менее, существующий экспериментальный материал по исследованию ионизации пламени недостаточен для того, чтобы су дить о величине концентрации ионов в различных зонах пламени, связи между температурой и ионизацией, соотношением топли во/воздух.

В своих исследованиях мы изучали электропроводимость диф фузионного пламени пропана при атмосферном давлении. Электро проводимость исследовали с помощью двойного зонда. Температу ру измеряли термопарой типа ХК. Информация с датчиков поступа ет в систему обработки сигнала, которая состоит из усилителя сиг нала, карты сбора данных и персонального компьютера. С датчика сигнал поступает на усилитель, где усиливается до десяти раз, затем с помощью карты сбора данных происходит аналого-цифровое пре образование сигнала, после чего сигнал поступает в компьютер. Для обработки данных разработана программа для фиксирования, про граммной обработки, графического и числового вывода и анализа снятых с датчика показаний ЭДС.

Характерные кривые изменения степени проводимости и ЭДС термопары по длине факела представлены на рис. 1.

Сопоставляя характер изменения проводимости и температуры, можно отметить, что максимальная степень проводимости и ЭДС термопары располагается в средней части факела, после чего на блюдается резкое снижение степени проводимости и более плавное уменьшение ЭДС термопары, что объясняется различной природой этих явлений.

Температура, С ЭДС термопары Степень проводимости 0 2 4 6 8 10 Длина факела, см Рис. 1. Распределение значения электропроводимости по длине факела Оценка относительной степени ионизации в пламенах газовых смесей может оказаться полезной при построении расчетных моде лей горения, так как учет химических реакций с участием заряжен ных частиц, может дать более полную и адекватную картину физи ко-химических процессов, протекающих при горении газовых смесей.

Литература 1. Степанов Е.М., Дьячков Б.Г. Ионизация в пламени и электри ческое поле. – М.: Металлургия, 1968. – 312 с.

2. Проскудин В.Ф., Бережко П.Г. Цепно-тепловой взрыв и сте пень ионизации водородовоздушного пламени // Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology. – 2004. – № 2.

3. Пат. 2096690 РФ, МКИ F 23 N 5/12, G 08 B 17/06. Способ кон троля и управления сжиганием топлива и ионизационный датчик для его осуществления: Пат. 2096690 РФ, МКИ F 23 N 5/12, G 08 B 17/ Шайкин А.П., Русаков М.М., Егоров А.Г., Горчаков Л.Н., Алфе ев А.А., Репрынцев В.Н., Смышляев Г.А.;

Тольяттинский политехни ческий институт. – № 93010307;

Заявл. 26.02.1993;

Опубл.

20.11.1997. – 6 с.

АДСОРБЦИОННЫЙ МОДУЛЯТОР ГАЗОВОГО ПОТОКА Быстый А.И., Квицинский В.А., Крывошеев С.И., Макарчук В.Н., Хилько И.Н.

Институт угольных энерготехнологий НАН Украины, г. Киев, Украина Создан адсорбционный модулятор газового потока (дальше АМП) для повышения чувствительности масс-спектрометрических измерений содержания в газовой пробе соединений с малой концен трацией. АМП позволяет одновременно с примесями контролировать содержание основных компонент газовой пробы и может использо ваться как приставка к масс-спектрометрам для контроля технологи ческих процессов и в научных исследованиях.

Теоретическая модель работы АМП рассмотрена в работах [1, 2].

Повышение чувствительности измерений достигаются путем объеди нения в одном устройстве концентрирования и модуляции потока со единений в масс-спектрометр. Модуляция происходит путем цикличе ского, с периодом 30 – 300 секунд, изменения температуры капилляра, через который газовая проба поступает в ионизатор. При заданном диапазоне и временном профиле изменения температуры, время эф фективного накопления молекул и момент десорбции зависят от энер гии адсорбции соединения. При охлаждении капилляра до 77 К время эффективного накопления таких соединений, как SO2 и NO2, достига ет 5 – 10 минут, что позволяет на два порядка увеличить их ионный ток в момент десорбции. Поскольку основные компоненты дымовых газов слабо накапливаются в капилляре, то имеется возможность пе ред десорбцией измерить фоновый сигнал от остаточных газов и фрагментов основных компонент и учесть его при вычислении кон центрации примеси.

Благодаря эффективному улавливанию примеси с большой энер гией адсорбции и контролю потока основных компонент в масс спектрометр во время накопления, определение концентраций компо нент и калибровка методики не вызывают затруднений. При постоян ной скорости откачки интенсивность масс-спектрометрической линии aj пропорциональна скорости поступления соединения в ионизатор и, соответственно, его объемной концентрации Сj в линии отбора газо вой пробы. Мгновенные концентрации основных компонент опреде ляются соотношением:

N C j = g ja j / g i a i, (1) i где gi – весовые множители.

Сумма интегралов Q1 от интенсивностей линий макрокомпонент ai по времени накопления t1 и Q2 десорбционного пика bx примеси Х (на интервале t2), взятые с соответствующими весовыми множителями gi, пропорциональна общему объему газа Q, который поступил за вре мя накопления в капилляр (и пропорциональна средней суммарной концентрации соединений на входе капилляра):

N N Q = Q 1 + Q 2 = t 1 g i a i + t 2 g x ( b x b 0 x ) Ci + C x, (2) i i где b 0 x – величина фонового сигнала на линии примеси Х перед нача лом десорбции.

В выражении (2) интегралы интенсивностей линий ai и bx замене ны произведениями средних значений интенсивностей на интервалах времени t1 и t2 соответственно.

Интеграл пика десорбции Q2 пропорционален количеству приме си Х, содержащейся в объеме газа Q, и пропорционален средней кон центрации примеси в линии отбора за время накопления t1. Соответст венно отношение этих величин дает концентрацию Сх примеси Х, ус редненную по времени накопления t1:

N C x = Q 2 / Q = t 2 g x ( b x b 0 x ) /[ t1 g i a i + t 2g x ( bx b 0 x ) ]. (3) i При калибровке, используя газовую смесь с известной концен трацией компонент, определяют весовые множители основных ком понент и примеси (достаточно определить их относительные значе ния).

Применение методики позволяет отслеживать в реальном време ни (с периодом ~ 5 минут) концентрации микрокомпонент в газовой пробе и, непрерывно во время накопления, – концентрации макроком понент. Период контроля основных компонент воздуха составляет 3 – 5 секунд (зависит от количества компонент N).

Литература 1. Kvitsinsky V.A., Krivosheev S.I., Makarchuk V.N. Adsorption gas flow modulator for sensitivity increase mass-spectrometric measurements // Applied Spectroscopy. – 1998. –V. 52. – № 7. – P. 919 – 927.

2. Квіцинський В.О., Кривошеєв С.І, Макарчук В.М. Адсорбцій ний модулятор газового потоку для мас-спектрометрії // Вісник Київ ського національного університету ім. Т.Г.Шевченка, радіофізика та електроніка. – 2004. – № 6. – С. 30 – 33.

ЛАЗЕРНЫЙ ПЫЛЕМЕР ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ ЧАСТИЦ В ПЫЛЕГАЗОВОМ ПОТОКЕ Быстый А.И., Квицинский В.А., Крывошеев С.И., Макарчук В.Н., Хилько И.Н.

Институт угольных энерготехнологий НАН Украины, г. Киев, Украина Разработан автоматизированный многофункциональный прибор для определения параметров частиц (их скорости, размера или функ ции распределения по размерам, концентрации) в пылегазовом потоке для типовых значений этих параметров промышленных энергоустано вок. Прибор предназначен для контроля состава и параметров выбро сов котлов на твердом топливе, определения массового расхода твер дой фазы и обеспечивает непрерывное, бесконтактное и безынерци онное измерение перечисленных параметров частиц в потоке.

Принцип действия прибора, оптическая система которого близка к классической [1] и изображена на рисунке, основан на анализе ин тенсивности рассеянного частицами вперед излучения полупроводни кового лазера.

1 Z FD LD L L Рис. 1. Оптическая система пылемера:

LD – лазер, L1 – фокусирующая линза, L2 – собирающая линза, FD – фотодиод, Z – зеркало, 1- излучение лазера, 2 – частицы в потоке, 3 – рассеянное излучение Лазерное излучение фокусируется линзой L1 в узкую перетяжку размером ~20 мкм, формируя объем регистрации. Движущиеся части цы пересекают лазерный луч и создают рассеянное излучение, которое собирается линзой L2 на фотодиод FD. Прямое излучение лазера отсе кается зеркалом Z. Фотодиод регистрирует форму импульса светорас сеяния, который далее программно обрабатывается на компьютере.

Для определения параметров частиц в двухфазном потоке была создана математическая модель рассеяния лазерного излучения гаус сового профиля и получены выражения, позволяющие рассчитывать размеры и скорость частиц по форме импульсов светорассеяния впе ред и назад. Согласно разработанной методике измерений скорость частиц определяется по их скорости пересечения известного объема регистрации, размер частиц – по амплитуде и форме импульса свето рассеяния, концентрация частиц в потоке – по частоте их появления в объеме регистрации. Соответствующий выбор оптической системы прибора позволяет определять характеристики частиц в широком диа пазоне их концентраций (10 – 104 частиц в см-3), размеров (1 – 1000 мкм) и скоростей (до 100 м/с).

В отличие от классических пылемеров светорассеяния [1] предла гаемый прибор может прямо определять размер крупных (диаметром более 20 мкм) частиц. При наличии таких частиц в потоке не требует ся предварительная калибровка прибора частицами известного разме ра. Кроме того, прибор может различать частицы двух сортов по сте пени их прозрачности.

При небольшой доработке (установке дополнительной системы регистрации излучения, рассеянного частицами назад [2]), прибор способен определять оптические характеристики прозрачности частиц и измерять, например, содержание остаточного углерода в уносе твер дотопливных энергоустановок.

Литература 1. D.J. Holve, S.A. Self. Optical particle sizing for in situ measure ments. Part I. // Applied Optics. – 1979. –V. 18. – № 10. – P. 1632 – 1652.

2. Квіцинський В.О., Кривошеєв С.І, Макарчук В.М. Хілько І.М.

Лазерний діагностичний комплекс для визначення параметрів части нок у пилогазовому потоці // Цільова комплексна програма НАН України «Проблеми ресурсу і безпеки експлуатації конструкцій, спо руд та машин», Збірник наукових статей за результатами, отриманими в 2004 – 2006 рр. – Київ, 2006. – С. 291 – 294.

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ Веселовский В.Б., Губин А.И.

Днепропетровский национальный университет, г. Днепропетровск, Украина Большинство тепловых процессов, протекающих в производст венных агрегатах и установках, являются высокотемпературными.

Среди этих процессов можно выделить две группы, исследованию ко торых в последние годы уделяется особое внимание. К первой отно сятся тепловые процессы в областях с подвижными границами фаз, имеющие место в металлургии, химическом производстве, ракетной технике, а ко второй – процессы высокоинтенсивного теплообмена, протекающие в устройствах импульсной и лазерной техники, при ла зерной обработке металлов, плазменном напылении, в высокотемпе ратурной плазме и др.

С достаточной точностью теплообмен при наличии фазовых пе реходов описывается задачами типа Стефана. Основной чертой дан ного класса задач есть наличие подвижной поверхности между фаза ми, на которой происходит выделение или поглощение тепла. В об щем случае термические свойства фаз по обе стороны подвижной по верхности являются различными. Задачи теплопереноса в системах тел с подвижными границами относятся к классу существенно нели нейных задач. Их точное решение получить, как правило, не удается, поэтому обычно применяют приближенные методы решения, как ана литические, так и численные.

При протекании высокоинтенсивных тепловых процессов ско рость изменения плотности теплового потока в среде очень высока, поэтому их математическое моделирование не представляется воз можным без учета конечной скорости распространения тепла. По следнее осуществляется путем замены классического закона тепло проводности Фурье обобщенным законом теплопроводности. С мате матической точки зрения, обобщенные задачи нестационарного пере носа значительно отличаются от классических, являясь более слож ными при нахождении аналитических решений.

В связи с развитием новых технологий, в которых протекают вы сокоинтенсивные тепловые процессы при наличии фазовых перехо дов, то есть высокотемпературные процессы, относящиеся одновре менно к обеим указанным группам, перспективной становится разра ботка математических моделей процессов теплообмена в областях с подвижными границами фаз на основе обобщенного закона теплопро водности.

В данной работе рассмотрены задачи теплообмена, описывающие ряд технически важных высокотемпературных тепловых процессов, а именно: задача о кристаллизации массивного тела [1];

задача об асси метричном прогреве системы двух плоских тел с разрушением в ре зультате оплавления двух поверхностей и неидеальным контактом между телами [2];

задача о плавлении металлолома в конвертерной ванне при комбинированной продувке [3];

задача о разрушении ком позиционного материала под действием тепловых потоков из окру жающей среды;

задача о прогреве и восстановлении железорудных материалов;

задача, моделирующая затвердевание слитка при непре рывной разливке стали [4];

задача о нагреве слитков прямоугольного сечения в печи [5];

задача о лазерном термическом упрочнении без плавления поверхности. Для решения перечисленных задач применя лись: метод малого параметра, метод степенных рядов и метод конеч ных разностей. Проведенные параметрические исследования позволи ли установить основные закономерности протекания процессов. По лученные результаты могут быть использованы при выборе рацио нальных режимов протекания рассмотренных высокотемпературных тепловых процессов в соответствующих технологиях.

Литература 1. Веселовський В.Б., Губін О.І. Розв'язання задачі про кристалі зацію напівобмеженого масиву методом малого параметра // Вісник Тернопільського державного технічного університету. – Тернопіль:

ТДТУ, 2006. – Т. 11 – № 4 – С. 207 – 213.

2. Веселовский В.Б., Губин А.И., Селезнева Н.В. Математиче ское моделирование тепловых процессов в составных телах с фазовы ми переходами // Металлургическая теплотехника. – Днепропетровск:

Пороги, 2005. – C. 71 – 79.

3. Губін О.І., Тиріна І.С. Математичне моделювання плавлення металобрухту в конвертерній ванні при комбінованій продувці // Ди ференціальні рівняння та їх застосування. – Дніпропетровськ: ДНУ, 2006. – С. 81 – 87.

4. Веселовский В.Б., Губин А.И. Численное исследование за твердевания слитка прямоугольного сечения // Металлургическая теп лотехника. – Днепропетровск: «ПП Грек О.С.», 2006. – C. 42 – 52.

5. Веселовський В.Б., Губін О.І., Губська О.І. Дослідження тем пературних полів злитків прямокутного перетину в нагрівальних пе чах // Вісник Дніпропетровського університету. – Дніпропетровськ:

ДНУ, 2007 – № 2/1 – С. 146 – 150.

МАТЕМАТИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ТЕПЛОВИХ ПРОЦЕСІВ ПРИ ЛАЗЕРНОМУ ПОВЕРХНЕВОМУ ЗМІЦНЕННІ Веселовський В.Б.1, Мала Ю.А. 1 – Дніпропетровський національний університет, м. Дніпропетровськ, Україна 2 – Національна металургійна академія України, м. Дніпропетровськ, Україна Інтенсифікація теплових дій на тверді тіла, удосконалення та створення нової техніки, заснованої на використанні високоінтенсив них потоків енергії: лазерна та плазменна обробка різних матеріалів, зварка вибухом та інше вимушують при визначенні температурного стану враховувати скінчену швидкість розповсюдження тепла за до помогою гіперболічного рівняння теплопровідності.

Екстремальні умови роботи конструкцій: високоінтенсивний ім пульсний нагрів, високі температури, плазменне напилення, лазерна обробка матеріалів привели в останній час до необхідності побудови математичних моделей, заснованих на гіперболічних рівняннях теп лопровідності.

Розв’язок важливих науково-практичних задач пов’язаний з роз робкою та дослідженням математичних моделей теплообміну при ін тенсифікації процесів нагріву твердих складених тіл. Побудова мате матичних моделей процесів високоінтенсивного нагріву твердих складених тіл та розробка методів їх чисельної реалізації являється актуальним для розвитку ланки напрямків сучасної науки та техніки.

Лазерне зміцнення перспективне для таких деталей машин, довговіч ність яких визначається їхньою зносостійкістю та втомною міцністю.

Так як зона нагріву на сталях складається з трьох шарів: перший – на грів до розплавлення, другий – вище верхньої критичної точки, тре тій – вище нижньої критичної точки. Тому розглядається перший шар, тобто нагрів тіла при лазерній обробці до розплавлення.

В даній роботі запропоновані математичні моделі, які описують теплові процеси при лазерній обробці твердих матеріалів [1]. Матема тична модель представлена у вигляді системи гіперболічних рівнянь теплопровідності разом з початковими та граничними умовами, які, в свою чергу, представлені в уніфікованому вигляді. Граничні умови четвертого роду представлені, як неідеальні. Дані математичні моделі засновані на гіперболічному рівнянні теплопровідності, яке враховує скінчену швидкість розповсюдження тепла. Розроблена математична модель теплового процесу при лазерній обробці конструкції з твердо го матеріалу, з граничними умовами першого роду, другого роду.

Отримані розв’язки аналітичними методами (метод розділення змін них та метод інтегральних перетворень). Метод розділення змінних дозволив виділити хвильову частину розв’язку, але його застосування приводить до деяких труднощів, якщо є джерело тепла в рівнянні теп лопровідності. Метод інтегральних перетворень більш універсальний метод для крайових задач такого типу. Операційний метод дозволив виділити квазістаціонарний розв’язок та розв’язок у регулярному ре жимі, а також виділити частини структурного розв’язку, які відпові дають розв’язкам параболічних та гіперболічних рівнянь теплопрові дності.

Розв’язок даної задачі проілюстровано на прикладі двошарового тіла за допомогою структурного розв’язку, заснованого на методі ін тегрального перетворення[2, 3]. Запропонований метод дозволяє запо бігти застосуванню інтегралів Дюамеля.

Проведені чисельні параметричні дослідження теплових процесів лазерного зміцнення твердих тіл на основі отриманих розв’язків.

Зроблено порівняльний аналіз отриманих розв’язків методом розді лення змінних та операційним методом [4]. На основі проведених до сліджень було встановлено основні закономірності розподілу темпе ратур від виду та тривалості теплової дії, релаксації теплового потоку, що дає можливість моделювання сучасних технологічних процесів в галузях, пов’язаних з обробкою металів концентрованими тепловими потоками.

Література 1. Веселовский В.Б., Малая Ю.А., Гнедаш К.И. Математическое моделирование импульсных теплотехнологических процессов // Ме таллургическая теплотехника. – Днепропетровск: «ПП Грек О.С.», 2007. – С. 53 – 61.

2. Веселовский В.Б., Сова Ю.А., Босенко Т.М. Задачи теплопро водности для составных сред с тепловой памятью // Металлургическая теплотехника. – Кн. 2. – Днепропетровск: Пороги, 2005. – С. 20 – 31.

3. Веселовский В.Б., Малая Ю.А., Босенко Т.М. Задачи тепло проводности для составной среды при экстремальных условиях // Вестник Херсонского национального технического университета.

Херсон, 2006. – С. 101 – 105.

4. Малая Ю.А., Скотаренко Ю.М. Решение задач про тепловой удар на поверхности неограниченной пластины // Диференційні рів няння та їх застосування. – Дніпропетровськ, 2003. – С. 141 – 148.

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ УСЛОВИЯХ Веселовский В.Б.1, Селезнева Н.В. 1 – Днепропетровский национальный университет, г. Днепропетровск, Украина 2 – Украинский государственный химико-технологический университет, г. Днепропетровск, Украина Составные (многослойные) конструкции используются в инже нерной практике для предохранения объектов от экстремального воз действия высокотемпературного нагрева и низкотемпературного ох лаждения. Математические модели таких процессов приводят к необ ходимости решения систем параболических и гиперболических урав нений. Внешние экстремальные воздействия задаются в виде неста ционарных граничных условий І, ІІ, ІІІ рода. На стыке слоев предпо лагаются условия неидеального теплового контакта. Решение таких задач в настоящее время может быть получено приближенными ана литическими и численными методами [1, 2]. Предложен приближен ный аналитический метод решения задач, основанный на применении вспомогательного решения Бургграфа. При этом предполагается, что в одной точке на границе тела задаются нестационарные изменения температуры и теплового потока. Решение ищется в виде степенного ряда, и температурное поле системы находится из совместного реше ния системы обыкновенных дифференциальных уравнений, которые описывают температурное поле в конструкции и физические условия взаимодействия с окружающей средой [1].

Разработанный алгоритм решения задач позволяет избежать чис ленного дифференцирования по пространственной координате, неиз бежного для конечно-разностных методов, следовательно, более эко номичен по затратам машинного времени. Учет нелинейностей в гра ничных условиях и в уравнениях при численной реализации алгорит ма осуществляется через эффективную температуру тела, которую можно вычислить по значениям температуры в предыдущие моменты дискретизации по временной переменной, или организацией итераций по нелинейностям, как это принято в конечно-разностных методах.

Анализ показывает, что сохранение конечного числа слагаемых от бесконечного ряда уже при N = 2, 3 позволяет получить приближен ные решения с точностью, не превышающей 3 % во всем временном интервале [0, ). При конкретном значении параметра N, характери зующего точность математической модели, получаем приближенные решения поставленной задачи. Установлено, что параметр N можно положить равным 2 – 5. При этом погрешность решения с увеличени ем N быстро убывает и при N = 4 – 5 невязка между этими реализа циями практически равна нулю во всей пространственно-временной области, что экспериментально подтверждает правомерность и регу лярность редуцирования бесконечных рядов по n до n = N.

При экстремальных условиях нагрева и переохлаждения отдель ные слои составных покрытий претерпевают ряд физико-химических превращений ещё до выхода на внешнюю поверхность. При этом мо гут существовать не одно, а несколько фазовых превращений, после довательно переходящих из одного состояния в другое. Эти процессы сопровождаются изменением плотности исходного материала, выде лением газообразных продуктов, тепловыми эффектами физико химических превращений и т.п. Общей чертой зон фазовых превра щений является то, что между ними существуют изотермические по верхности, разделяющие зоны. При этом на границах раздела зон вы деляется некоторое количество тепла и имеет место условие Стефана [3], которое позволяет произвести сопряжение температурных полей смежных зон.

Рассмотренные задачи и предложенный структурный метод ре шения дает возможность использовать результаты для качественного анализа температурных полей составных элементов конструкций при экстремальных воздействиях.

Литература 1. Веселовский В.Б., Губин А.И., Селезнева Н.В. Математиче ское моделирование тепловых процессов в составных телах с фазовы ми переходами // Металлургическая теплотехника. Сб. науч. тр. На циональной металлургической академии. – Днепропетровск: Пороги, 2005. – С. 71 – 79.

2. Веселовский В.Б., Селезнева Н.В. Приближенное решение за дачи Стефана для плоского тела // Дифференциальные уравнения и их применение: Сб. науч. тр. ДНУ. – Днепропеторовск, 2006. – С. 140 – 150.

3. Веселовский В.Б., Селезнева Н.В., Горелова К.В. Математиче ское моделирование образования и разрушения гололедо-изморозевых отложений на элементах конструкций // Вестник Херсонского нацио нального технического университета. – Херсон, 2006. – С. 106 – 110.

РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОНТАКТНЫХ ТЕРМИЧЕСКИХ СОПРОТИВЛЕНИЙ Веселовский В.В.

Днепропетровский национальный университет, г. Днепропетровск, Украина На основе обзора и анализа отечественной и зарубежной литера туры установлено, что в настоящее время получены теоретические и экспериментальные результаты по контактному термическому сопро тивлению только для конкретных соединений и условий теплообмена [1, 2]. Унифицированные математические модели, методы определе ния контактных термических сопротивлений отсутствуют. Поэтому разработаны три математические модели контактного теплообмена в зависимости от условий тепловых воздействий [3, 4].

Первая модель описывается системой параболических уравнений и унифицированными внешними граничными условиями. Вторая мо дель описывает высокоинтенсивные, импульсные тепловые воздейст вия и представлена системой гиперболических уравнений теплопро водности. В отличие от модели 1, здесь вводится дополнительное на чальное условие и время релаксации. Третья модель включает зави симость состояния материала от смены термомеханических величин:

теплового потока и внутренней энергии. Модель описывается систе мой интегро-дифференциальных уравнений. Кроме времени релакса ции теплового потока, включены время релаксации внутренней энер гии и функции релаксации теплового потока и внутренней энергии.

Внутренние граничные условия рассмотрены в виде трех моде лей: идеальный тепловой контакт;

неидеальный тепловой контакт в виде контактного термического сопротивления, источников, стоков тепла на стыке;

неидеальный тепловой контакт в виде емкости:

T ( x, t ) x = R = T +1( x +1, t ) x = o, = 1,2,3,...m.


+1 + f, (1) T ( x, t ) T ( x, t ) = +1 +1 x +1 = o +1 p, p, +1 x = R x x +1 t T (x,t ) 1 [T (0,t) T (R,t)] + p, [T +`1(0 +1,t) T (R,t)], x =R = (t) +`1 +1 t R, +1(t ) R x (2), +1 T (x,t ) T +1(x +1,t ) f p, p, +1 0 = w, +1(R,t ), x =R +1, x +1=R t x x + T ( x, t ) x =R = T +1 ( x +1, t ) x =o +1 + T ( x, t ) T +1 ( x +1, t ) f ( p p +1 ) = q +1 ( x +1, T +1, t ), x = R + x +1 =o + x x +1 t (3) T ( x, t ) где q +1(x +1, T +1, t ) = c, +1, +1, +1 +1 +1 x +1=o +1.

t Операционным методом получено структурное решение задач расчета контактного теплообмена. Решение получено в виде совокуп ности простых структур решений, количество которых определяется количеством компонент воздействий:

2m T ( x, Fo) = n,r ( x, Fo),n gr(n) (Fo, Fo) + n r =1 n= grn ( pk ) + n Q,r ( x, Fo), pk exp( k2 Fo) + Z ( x, Fo, Fo) k =1 (n, pk ). (4) Для определения параметров контактного термического сопро тивления в различной физической реализации применены методы аналитического продолжения (экстраполяции решения) и экстремаль ные методы, основанные на минимизации функционала, построенно го, как разность между расчетной и экспериментальной температура ми. Для учета задания погрешностей исходных данных применен ме тод статистического моделирования (метод Монте-Карло).

Литература 1. Мацевитый Ю.М. Обратные задачи теплопроводности: В 2-х т. – К.: Наук. думка, 2003. – 1. – 460 с.;

2. – 392 с.

2. Алифанов О.М. Обратные задачи теплообмена. – М.: Машино строение, 1988. – 280 с.

3. Веселовский В.В. Математические модели и определение кон тактного термического сопротивления в элементах конструкций // Диференціальні рівняння та їх застосування. – Дніпропетровськ: ДНУ, 2006. – С. 88 – 95.

4. Веселовский В.В. Решение задач контактного теплообмена структурным методом // Металлургическая теплотехника: Сб. науч.

тр. НМетАУ. – Днепропетровск: Пороги, 2007. – С. 62 – 70.

ГАЗОТУРБИННАЯ УСТАНОВКА ТИПА ТЕПЛОЭНЕРГОЦЕНТРАЛИ Волкова О.Г., Калинина Н.В., Скорбунова Т.В.

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Металлургическая и газоперерабатывающая промышленности являются наиболее энергоемкими отраслями. Стремление к уменьше нию себестоимости продукции вызывает необходимость снижения удельного расхода энергоносителей, в частности, природного газа.

Разработка энергосберегающих технологий предусматривает решение задачи более полного использования тепла топлива и вторичных энер горесурсов.

Одним из таких решений является совместное использование га зотурбинной и паротурбинной установок (ГТУ-ТЭЦ), позволяющее получить собственную электроэнергию, пар для производства, а также обеспечить отоплением и горячим водоснабжением не только произ водственные и бытовые помещения, но и жителей близлежащих жи лых домов, что дает возможность отказаться от использования район ной котельной. Последнее, в свою очередь, приводит к экономии не только природного газа.

Проблема экономии энергоресурсов имеет место не только в Ук раине, но и во многих странах как ближнего, так и дальнего зарубе жья. Обмен опытом внедрения энергосберегающих технологий необ ходим для экономики и нашей страны.

Так, в настоящее время теплоснабжение Астраханского газопере рабатывающего завода (АГПЗ) осуществляется от котельной завода, в которой установлено следующее основное оборудование:

семь паровых котлов типа БКЗ-75-3,9-440 паропроизводитель ностью по 75 т/ч, давлением 3,9 МПа при температуре 440 °С;

два водогрейных котла типа КВГМ-50.

Недостатки существующей схемы:

собственная электроэнергия не вырабатывается;

достаточно большой удельный расход топлива;

высокая себестоимость единицы вырабатываемого тепла;

высокая материалоемкость, капиталоемкость и трудоемкость;

достаточно низкое использование тепла топлива (высокая тем пература уходящих из котлов газов при большом их расходе).

Предлагаемая ГТУ-ТЭЦ предполагает установку четырех турбо генераторных блоков на базе газотурбинных установок (ГТУ) [1] с утилизацией тепла в паровых котлах-утилизаторах [2].

На ГТУ-ТЭЦ устанавливается следующее основное оборудова ние:

четыре газотурбинных блока на базе газотурбинных установок (ГТУ) типа GТ8С2 фирмы «АLSTОМ» единичной номинальной элек трической мощностью 55,5 МВт на напряжение электрического тока 11,5 кВ. Камера сгорания кольцевая, снабжена 18 разрезными горел ками типа ЕV 17, обеспечивающими выбросы NOх менее 50 мг/м3;

четыре паровых котла-утилизатора типа КУ-93-2,6-325 с пара метрами пара Р = 2,6 МПа и t = 325 °С со встроенным газовым подог ревателем сетевой воды (ГПСВ) номинальной тепловой мощностью 16 МВт по температурному графику сетевой воды 150/70 °С. Выра ботка пара будет осуществляться за счет тепла уходящих газов ГТУ в одноконтурном паровом котле-утилизаторе барабанного типа без промперегрева с естественной циркуляцией среды в испарительном контуре. По ходу газов в котле последовательно расположены сле дующие поверхности нагрева: пароперегреватель, испаритель, эконо майзер, газовый подогреватель сетевой воды (ГПСВ) [3];

паровая турбина с противодавлением типа Р-12(8)-2,5/0,6 но минальной электрической мощностью 10 МВт на напряжение элек трического тока 6,3 кВ. Выработка пара 0,6 МПа будет осуществлять ся за счет пропуска части пара давлением 2,6 МПа через противодав ленческую турбину. Такое решение позволит использовать тепловую энергию редуцируемого пара для выработки электроэнергии. По пару 2,6 МПа турбина подключается к двум паровым магистралям от кот лов-утилизаторов. Пар Р = 0,6 МПа, t = 165 °С после паровой турбины и КУ (185 °С) подключается к существующей сети АГПЗ.

Внедрение предложенной энергосберегающей технологии в тя желой промышленности Украины позволит не только сократить объ ем потребляемого голубого топлива, но и улучшить экологическую ситуацию в промышленных регионах страны.

Литература 1. Соколов В.С. Газотурбинные установки. М.: Высшая школа, 1986. 151 с.

2. Юращик И.Л. Утилизация теплоты приводных газотурбинных установок. – К.: Техника, 1991. 152 с.

3. Воинов А.П. Паровые котлы на отходящих газах. – К.: Вища школа, 1983. 176 с.

ИЗВЕСТКОВО-ОБЖИГОВЫЕ КОМПЛЕКСЫ С ПЕЧАМИ КИПЯЩЕГО СЛОЯ В ЧЁРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ Волохов В.А.1,2, Волохов А.В.3, Сидоров Д.И.2, Щербина И.В.2, Джеломанова В.В. 1 – МЧ НПП «Кальцит», г. Донецк, Украина 2 – Донецкий научно-исследовательский институт черных металлов, Украина 3 – Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Запасы действующих флюсо-добывающих карьеров истощены, но в растущих отвалах накоплены сотни миллионов тонн химически чистого карбонатного сырья класса 0 – 20 мм. Перспективным мето дом обжига сырья класса 0 – 20 мм является кипящий слой (КС). В прошлом веке, в чёрной металлургии СССР работали 4 комплекса с печами КС производительностью 300, 300, 1000 и 1200 т извести/сут, соответственно, Макеевского (КС-300), Руставского (КС-300) метал лургических заводов, Карагандинского (КС-1000) и Магнитогорского (КС-1200) металлургических комбинатов [1, 2]. В них обжигали на из весть известняк крупностью 3 – 12 и 12 (15) – 25 (30) мм.

В 2001 г. создан комплекс современной печи КС на 55 т извес ти/сут (КС/Т-55) на ОАО «Таганрогский металлургический завод»

(ОАО «Тагмет»). В 2002 г. КС/Т-55 удостоен премии смотра-конкурса Международного союза металлургов, Союза горнопромышленников России и Санкт-Петербургской электротехнической компании по ре сурсо-энергосбережению и автоматизации производственных процес сов на горно-обогатительных и металлургических предприятиях Рос сии и СНГ. Окупился комплекс за 1,1 года. [3] Печь КС/Т-55 является универсальным агрегатом. В ней про мышленно освоен обжиг известняков Жирновского, Еленовского, До кучаевского, Гальяновского, мела и мергелей Капонищинского и Кульбакинского, доломита Докучаевского месторождений, с получе нием флюсов на базе оксидов кальция и магния фракции 3 – 12 мм, применённых в двухпозиционной установке «печь-ковш» (УПК) фир мы «Danielli» и мартеновских печах ОАО «Тагмет».

В настоящее время НПП «Кальцит» ведет строительство комплек са производительностью 150 т/сут извести/мягкообожжённого доломи та (КС/Д-150) в г. Докучаевск для ПК ООО «Видис». Закончено проек тирование аналогичного комплекса КС/3-150 в г. Запорожье для ОАО «Запорожский комбинат строительных материалов». Планируется сооружение второй печи производительностью 150 т/сут в г. Таганроге для ОАО «Тагмет», комплекса с двумя печами по 150 т/сут (КС/С 150х2) в г. Донецке для филиала «Металлургического комплекса»

ЗАО «Донецксталь» – металлургический завод» и, с печью 70 т/сут (КС-70), в г. Запорожье для ОАО «Мотор-Сичь», а также ряда других.

Во вновь создаваемых печах КС учтён многолетний позитивный технологический и конструктивный опыт их создания и промышлен ной эксплуатации, применены новые технические решения, материа лы, а также осуществлена компьютеризация и визуализация техноло гического процесса.

При технико-экономической оценке печей КС формально учи тывалась только кусковая известь класса 3 – 12 (15) мм. Однако, хи мически кондиционной является и неучитываемая пылевидная известь КС фракции менее 0,7 мм в количестве 7 – 18 % (в зависимости от ка честв сырья), составляющая резерв по производительности печей КС, которую, можно непосредственно вдувать в современные сталепла вильные агрегаты или брикетировать перед применением.

Брикетирование, видимо, становится неотъемлемой частью со временного производства извести, поскольку крупность производи мой извести нельзя сделать функционально зависимой от требований сталеплавильных технологий. Если крупность её меньше – требуется брикетирование, если – больше – дробление, грохочение, помол и брикетирование отсева. Так, например, МК им. Ильича, приобретает для своих печей типа Merz, имеющих большое количество отходов извести мелких фракций, брикетный пресс [5].

В этих условиях переработка карбонатов фракции 0 – 20 мм в КС приобретает особую значимость, т.е. теперь наличие мелкой извести не является лимитирующим звеном её производства и экономически оправдано, поскольку, например, цена на известняк фракций 0 – 5, 5 – 15 и 20 – 80 (80 – 130) мм составляет, соответственно, ~ 3, 10 и 20 $/т.

В КС частицы размером более 0,7 мм не уносятся из процесса, со гласно эмпирической корреляции v = – 15420 d2 + 430 d, где d, м – диа метр частиц известняка с плотностью 2600 кг/м3;

v, м/сек – скорость ви тания газового потока (то же – в отношении уноса из сталеплавильных агрегатов). С другой стороны, в кусковой извести нет частиц менее 3 мм, в силу особенностей кристаллической структуры известняка и извести (энергетический предел дробления) [4]. Известь (доломит, меловая из весть и т.д.) класса 3 – 12 (15) мм представляется наиболее пригодной для обработки металлургических расплавов. Размеры и свойства брикетов из пылевидной извести могут быть заданы при выборе брикетного пресса.

Литература 1. Долженков Ф.Е., Ванжа А.Н. // Сталь. – 1989. – № 7. – С. 98 – 102.

2. Волохов В.А., Марченко Л.Г., Фартушный Н.И. и др. // Сталь. – 2003. – № 7. – С. 26 – 30.

3. Волохов В.А., Бидаш С.А., Фартушный Н.И. и др. // Металлург. – 2003. – № 1. – С. 35.

4. Бойнтон Р.С. Химия и технология извести. – М.: Стройиздат, 1972. – 240 с.

5. «Ильичёвец» – интернет-версия газеты ОАО «Мариупольский металлур гический комбинат им. Ильича», № 18 (9726) от 14.02.2007 г.

ВЫБОР ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ПРИ МОДЕРНИЗАЦИИ ПАРКА НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ И ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ Герман М.Л.1, Тимошпольский В.И.2, Менделев Д.В. 1 – Научно-исследовательское и проектное республиканское унитарное предприятие «Белорусский теплоэнергетический институт», г. Минск, Республика Беларусь 2 – Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь Мировые тенденции в машиностроении свидетельствуют о том, что необходимость перевооружения машиностроительной отрасли присутствует в большинстве стран СНГ с энергоемким внутренним валовым продуктом (Россия, Украина, Беларусь).

Специалистами РУП БелТЭИ и БНТУ проведен комплексный анализ состояния парка нагревательных и термических печей маши ностроительных предприятий Республики Беларусь. Анализ показал:

износ парка составляет 70 – 80 %;

около 90 % печей парка используют в качестве топливно-энергетических ресурсов природный газ;

на 70 % печей не установлены установки рекуперации тепла дымовых газов;

45 % печей не оснащены автоматизированными системами управле ния;

свыше 95 % печей не имеют природоохранных технологий, а к.п.д. находится в пределах 8 – 16 % [1, 2].

Необходимость модернизации печного парка нагревательных и термических печей является одной из главных задач, стоящих перед машиностроительными заводами Республики Беларусь в свете сохра нения конкурентоспособности своей продукции.

Выявленный потенциал энергосбережения находится на уровне 30 % от нынешнего потребления ресурсов за счет реализации различ ных теплотехнических решений. Наиболее эффективными из них яв ляются:

– рекуперация теплоты уходящих газов (увеличивает к.п.д. печи на 15 – 22 %, уменьшает расход топлива на 16 – 26 %);

– использование современных газогорелочных устройств с авто матическим регулированием соотношения «газ-воздух» (увеличивает к.п.д. на 4 – 6 %, обеспечивает экономию топлива до 10 %);

– снижение потерь теплоты через ограждения печи и на аккуму ляцию теплоты кладкой (увеличивает к.п.д. на 6 – 8 %, обеспечивает экономию топлива 25 – 40 % и более);

– автоматизация теплового режима работы печи (обеспечивает экономию топлива до 15 %) [2].

На базе Института тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова НАН Беларуси спроектирован, изготовлен и запатентован пилотный газо пламенный агрегат для нагрева и термической обработки чугунов, сталей и сплавов, в котором учтены вышеуказанные теплотехнические факторы на основе современных металлургических теплотехнологий.

При создании агрегата было выполнено технико-экономическое обос нование использования следующих элементов: футеровка из совре менных волокнистых материалов, выполненная по трехслойной схеме 3100 мм (внутренний слой до 1430 °C, средний слой до 1260 °C, внешний слой до 700 °C);

рекуператор для предварительного подогре ва воздуха до 200 – 250 °C;

система автоматического управления ре жимом нагрева, не имеющая аналогов в странах СНГ и позволяющая соблюдать жесткие экологические требования по выбросам угарного газа и оксидов азота в атмосферу, а также выдерживать заданное со отношение газа и воздуха, подаваемых на горение;

плоскопламенное (BIO 140 Kromschrder, Германия) и короткофакельные (BIC Kromschrder, Германия) газогорелочные устройства. В зависимости от режима нагрева, тепловой к.п.д. печи составляет 35 – 45 %, а удельный расход условного топлива – 58 – 73 кг у.т./т [3].

Литература 1. Тимошпольский В.И., Герман М.Л., Менделев Д.В. Обзор ос новных направлений модернизации печного парка и совершенствова ние технологий нагрева и термической обработки слитков и заготовок в условиях современного машиностроительного предприятия // Литье и металлургия. – 2007. – № 4. – С. 54 – 62.

2. Тимошпольский В.И., Герман М.Л. Концепция реконструкции и модернизации парка нагревательных печей металлургических и ма шиностроительных предприятий Республики Беларусь: от теории к практике // Литье и металлургия. – 2007. – № 2. – С. 21 – 28.

3. Пат. BY, МПК F 27B 3/00, F 27B 9/00, F 27B 13/00. Печь с вы катным подом / Тимошпольский В.И., Герман М.Л., и др. - № 4210 U;

Заявл. 22.03.2007;

Зарегистр. 15.11.2007 // Афiцыйны бюлетэнь / Дзярж. Пат. Ведамства Рэсп. Беларусь. – 2007. – № 6.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ МЕТАЛЛА Гинкул С.И., Струк С.В.

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Получение в процессе прокатки металла необходимых механиче ских свойств, требуемой структуры, уменьшения окалинообразования можно добиться регулированным охлаждением проката. Регулируе мое охлаждение металла заключается в выборе необходимого коэф фициента теплоотдачи, который обеспечивал бы получение требуемой среднемассовой температуры, которая обеспечивает получение необ ходимых свойств.

Нестационарное температурное поле в процессе охлаждения по лучается при решении дифференциального уравнения теплопроводно сти, которое для цилиндра запишется в виде:

t t t с ( t ) ( t ) = [ ( t ) )] + ( t ) ;

r r r r с начальным условием при = 0 t = f(r) и граничными условиями:

t t – ( t ) = 0;

( t ) = охл ( t ср t п ), rпр = 0 r = rпр r r где (t), c(t), (t) – коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К);

теплоем кость, Дж/(кг·К);

плотность, кг/м3;

охл – коэффициент теплоотдачи при охлаждении водой, Вт/(м2·К);

tср, tп – температура среды и темпе ратура поверхности проката, оС;

rпр – радиус проката, м.

Коэффициент теплоотдачи при охлаждении водой определяем по формуле [1]:

в d пр dк охл = 4,2 10 10 ) + w отн ( в ) 2 ], [ w абс ( нас в d пр где в – коэффициент теплопроводности воды, Вт/(м·К);

в – коэффи циент кинематической вязкости, м2/c;

dпр – диаметр проката, м;

dк – диаметр камеры, м;

wабс, wотн – абсолютная и относительная скорости воды, м/с;

нас – коэффициент кинематической вязкости при темпера туре насыщения и соответствующем давлении воды в камере, м2/c.

Выполнены исследования охлаждения металла диаметром dпр = =0,0065 м, диаметр камеры dк = 0,024 м при длине камеры охла ждения lк = 1 м, длине камеры выравнивания lвыр = 6 м, прокат охлаж дается при противотоке, относительная скорость воды wотн = wабс + wпр, начальная температура металла tн = 1000 °С.

В таблице 1 приведены результаты охлаждения металла до тем пературы tsr0 = 700 °C при различной скорости проката. Скорость воды для первых трех случаев выбираем одинаковой и равной wабс = 30 м/с.

C увеличением скорости проката увеличивается коэффициент тепло отдачи охлаждения в воде. В любом случае полученная среднемассо вая температура отличается от заданной на величину, не превышаю щую величину погрешности, | t sr0 - t srm | / t sr0. В расчетах значе ние величины погрешности принималось равным = 0,05.

При одинаковой скорости проката wпр = 20 м/c и разной заданной среднемассовой температуре требуется различная скорость воды.

В зависимости от скорости воды меняется и коэффициент теплоотда чи охлаждением.

Таблица Результаты расчета охлаждения проката при противотоке № Скорость Среднемассовая Ско- Коэффициент п/п проката, температура, °C рость теплоотдачи wпр,м/с воды, при охлаждении, задан- полу- Вт/(м2 К) wабс, ная, ченная, м/с водой, возду tsr0 tsrm охл·10-4 хом, 1 17,5 700 702 30 9,44 81, 2 20 700 697 30 10,3 76, 3 22,5 700 727 30 11,2 84, 4 20 800 766 23 5,92 91, 5 20 700 697 30 10,3 76, 6 20 600 571 26 7,25 61, Таким образом, в зависимости от задаваемой среднемассовой температуры моделируется скорость воды при противотоке. По полу ченной скорости определяется коэффициент теплоотдачи охлаждения и температурное поле проката.

Литература 1. Губинский В.И., Минаев А.Н., Гончаров Ю.В. Уменьшение окалинообразования при производстве проката. – К.: «Технiка», 1981. – 136 с.

ЭКОНОМИЯ ЭНЕРГИИ НА ОСНОВЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ НИЗКОПОТЕНЦИАЛЬНЫХ ВТОРИЧНЫХ ЭНЕРГОРЕСУРСОВ Гичёв Ю.А., Косенко Ю.А.

Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина Неудовлетворительное использование низкопотенциальных вто ричных энергоресурсов (ВЭР) приводит к значительным энергетиче ским потерям как в промышленности, так и в энергетике.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
 

Похожие работы:





 
© 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.