«РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ ТЕХНОГЕННЫХ ОТХОДОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПАРОВОДЯНОГО ПЛАЗМОТРОНА ...»

4.1 Пароводяной плазмотрон как электротехнологическая система Разработанная трёхмерная модель в разрезе электродугового плазмотрона с пароводяной стабилизацией дуги представлена на рисунке 4.1 [85-91].

Рисунок 4.1 – Трёхмерная модель разработанного пароводяного Конструктивная схема однокамерного плазмотрона плавильного с внутренним стаканообразным электродом – анодом ранее была исследована и испытана при работе на плазмообразующем газе – гелии [92]. Схема плазмотрона для работы на гелии приведена на рисунке 4.2. Плазмообразующая среда – гелий используется при дуговой сварке разнородных металлов и плазменно-дуговой плавке титана и алюминия. Длительная работа плазмотрона достигается за счёт быстрого перемещения анодного пятна по внутренней поверхности медного цилиндрического электрода как в окружном направлении, так и в осевом, создавая обширную зону А эрозии электрода. Осевое перемещение происходит естественным образом за счёт движения радиального участка дуги вместе с потоком газа вглубь электрода. Затем происходит пробой дуга – стенка (показано стрелкой) и снова анодное пятно по спирали движется вглубь электрода. Чем больше расход газа, тем больше длина А зоны выработки электрода и тем больше ресурс плазмотрона. Как показала эксплуатация промышленного плазмотрона, при токе 3000 А ресурс анода составляет 300 часов и более.

Рисунок 4.2 – Схема плазмотрона, работающего на гелии С целью существенного сокращения длины электрода – анода был применен обратный уступ, то есть плазмообразующий газ поступает в анод через цилиндрический канал меньшего диаметра, чем dэ (рисунок 4.2) для обеспечения срыва потока газа за уступом. Этот приём позволил регулировать зону шунтирования дуги и управлять длиной дугового разряда.

На данную разработку плавильного плазмотрона был получен патент [93].

Плазмотрон данной конструкции позволяет нагревать различные газы (воздух, азот, гелий и др.) до высоких температур и может использоваться в плазмохимических, металлургических процессах, в частности, для выплавки ферросплавов, уничтожения техногенных отходов, а также в исследовательских целях. Плазмотрон работает на обратной полярности, так как анодное пятно, в отличие от катодного, имеет существенно большие размеры и малую подвижность, что существенно упрощает отслеживание и регулирование зоны выработки. Однако следует отметить, что с ростом величины расхода газа или уменьшением тока зона привязки дуги смещается глубоко внутрь анода. При этом дуговое анодное пятно может привязаться к донышку электрода, что приведёт к его очень быстрому прогоранию.

Свойства пароводяной плазмы, обозначенные в I главе и отличающие её от остальных плазмообразующих веществ, не позволяют применять её в данной схеме плазмотрона, так как стенки дуговой камеры при эксплуатации всегда достаточно холодные. Это приводит к конденсации водяного пара, что в свою очередь сопровождается взрывоиспарительными процессами и как результат приводит к низкому ресурсу всего устройства. Для избегания конденсации водяного пара стенки разрядной камеры плазмотрона необходимо поддерживать в подогретом состоянии, для чего было принято решение электроды выполнить составными (из медного и стального слоёв), с целью уменьшить отток тепла от внутренней поверхности электрода в охлаждающую воду.

Основу исследуемого однокамерного пароводяного плазмотрона составляют два полых составных трубчатых электрода ступенчатой геометрии, разделённых изолятором (рисунок 4.3). Толщина стальной обечайки выбрана по известной инженерной методике расчёта двухслойной стенки [94]. Внутренний электрод служит анодом (диаметр до уступа d1 20 103 м), выходной электрод – катодом (диаметр до уступа d 2 16 103 м). Соотношения D1 / d1 и D2 / d составляли 1,5 и 1,8 соответственно, а длины l1 и l2 изменялись в процессе экспериментов. Кольцо закрутки расположено в термостойком изоляторе. На стадии запуска в плазмотрон поступает подогретый до 160оС воздух, затем – водяной пар с температурой 250 – 350оС.

Рисунок 4.3 – Схема разработанного пароводяного Чтобы исключить конденсацию пара на внутренних поверхностях электродов необходимо поддерживать температуру стенок разрядной камеры не ниже 100оС. С другой стороны, недопустимо превышать температуру стенки поверхности свыше 150оС, так как удельная эрозия в таком случае начинает стремительно расти (рисунок 4.4) [95]. Требуемый температурный режим достигается за счёт косвенного охлаждения медных электродов путём установки обечайки из нержавеющей стали на всей длине анода и на начальном участке катода. Остальная часть катода охлаждается непосредственно водой. За счёт низкой теплопроводности стали (~ 17 Вт/м·К), по сравнению с медью (~ Вт/м·К), стальная обечайка теплоизолирует медный электрод, в результате чего и удаётся поддерживать температуру на заданном уровне.

Рисунок 4.4 – Зависимость удельной эрозии медных цилиндрических электродов от температуры стенки; 1 – ступенчатый анод: dA = 26 мм; I = 300 A;

На рисунке 4.5 представлена фотография разработанного пароводяного плазмотрона, мощность которого регулируется в диапазоне 40 100 кВт.

Подбирая наиболее рациональную длину внутреннего электрода-анода в процессе испытаний, между задней крышкой и корпусом плазмотрона устанавливалось соответствующее количество изолирующих вставок, что видно на фотографии.

Рисунок 4.5 – Фотография разработанного пароводяного плазмотрона Согласно определению, данному в паспорте «Электротехнологияа именно – электротехнологические комплексы и системы рассматриваются как самостоятельные объекты исследования и должны соответствовать по эффективности, безопасности и экономичности требованиям к техническим объектам, функциональными особенностями которых является использование электротехнологических процессов, следует, что разработанный пароводяной плазмотрон следует считать электротехнологической системой для выполнения основной функции – нагрева рабочего вещества. В пароводяном плазмотроне, как электротехнологической системе должны быть реализованы внутренние функции: организация рабочего процесса и обеспечение работоспособности конструкции, включающие:

а) формирование электрического дугового разряда;

б) организация потока водяного пара и его взаимодействие с разрядом;

в) отвод тепла, попадающего на стенки элементов конструкции;

г) перемещение опорных пятен дугового разряда на электродах и тепловой режим электродов.

подсистемами плазмотрона: электрической; газовой; охлаждающей и технологической. Рассмотрим каждую из них более подробно.

4.1.1 Электрическая подсистема Электрическая схема плазмотрона приведена на рисунке 4.6.

Силовое питание экспериментальной установки осуществляется от источника питания постоянного тока, собранного по схеме Ларионова, на базе повышающего трансформатора. Выпрямленное напряжение холостого хода источника составляет 1300 В, номинальный ток дуги 300 А.

Напряжение на трансформатор источника питания подаётся от сети ~ B последовательным включением автомата 1А и контактора 1К. Автомат 1А служит для защиты источника питания при токовых перегрузках, контактор 1К – для отключения дуги в плазмотроне, так как по переменному току токовую нагрузку отключать легче, чем по постоянному. Балластный реостат Rб служит для обеспечения устойчивого горения дуги и регулирования силы тока разряда.

После включения контактора 1К напряжение источника питания подаётся на верхние губки высоковольтного выключателя ВНП. Вольтметр V1 показывает напряжение холостого хода источника питания. Если вольтметр показывает напряжение 1300 В, то можно продолжать дальнейшие действия по включению плазмотрона. При включении и отключении контактора 1К на пульте, включается световая сигнализация. К верхним губкам ВНП подсоединён конденсатор (5 кВ, 40 мкФ). Он служит для защиты диодов источника питания от высокого напряжения осциллятора.

Кнопкой на пульте стенда «ВНП ВКЛ» включают ВНП, при этом на пульте загорается лампочка, сигнализирующая о включении ВНП, а над дверью в плазменный бокс загорается табло с надписью «НЕ ВХОДИТЬ». После включения ВНП через катушку осциллятора Lсв и токовое реле РТ на анод плазмотрона поступает отрицательный потенциал источника. Катодный потенциал источника поступает на катод плазмотрона через катушку индуктивности L1 и добавочное сопротивление Rдоб. Пусковую дугу зажигают нажатием на пульте кнопки осциллятора ОСЦ.

В схеме питания плазмотрона предусмотрен контактор КШ. Он служит трансформатора Lсв осциллятора ОСЦ. Контактор КШ включается блок – контактами токового реле при токе дуги 40А и становится своими блок – контактами на самоподпитку. При этом вторым блок – контактом КШ включает вольтметр V2.

Если дуга не подожглась или случайно отключилась в процессе эксперимента, то для повторного запуска нужно кнопкой ОТКЛ (на пульте стенда она обозначена КШ ОТКЛ) отключить контактор КШ. Если КШ не отключен, то запуск плазмотрона невозможен, так как высоковольтный импульс осциллятора замыкается контактором КШ и катушкой РТ опять же на катушку осциллятора и не поступает на плазмотрон.

Напряжение на дуге измеряют милливольтметром V2 типа М105. Ток дуги измеряется милливольтметром V3 типа М106, сигнал снимается с шунта 750А.

Регулировка тока дуги осуществляется балластным реостатом «труба в трубе» с протоком воды. Рабочий режим двигателя осуществляется включенем своего автомата. При нажатии кнопки на пульте стенда «ВВЕРХ» ток дуги уменьшается. При нажатии кнопки «ВНИЗ» ток дуги увеличивается. Для предохранения двигателя от выхода из строя на реостате в верхней и нижней точках предусмотрены концевые выключатели.

Рисунок 4.6 – Электрическая схема пароводяного плазмотрона Включение ВНП осуществляется нажатием на пульте стенда кнопки «ВНП ВКЛ» (рисунок 4.7). При этом включается пускатель МП–2, а он включает пускатель МП–3. Напряжение 380В поступает с МП–3 на выпрямитель (тиристоры Т–1, Т–2, Т–3). Тиристоры включены в режиме диодов. Далее ток поступает на катушку электромагнита L1 включения исполнительного механизма ВНП и губки ВНП замыкаются. Ток катушки L1 составляет 60А. После включения ВНП механически блокируется во включенном состоянии, одновременно контактом отключается МП–2, МП–3 и катушка L1 обесточивается. При включенном ВНП на пульте загорается сигнальная лампочка.

Отключение ВНП осуществляется кнопкой «ВНП ОТКЛ». Питание катушки электромагнита L2 осуществляется источником питания (Д1, Д2, Д3).

Электромагнит L2 выбивает механическую блокировку, ВНП отключается. На пульте загорается сигнальная лампочка. ВНП готов к повторному включению.

При запуске плазмотрона подаётся сначала горячий воздух, затем горячий воздух + пар, далее пар. Пар имеет температуру на выходе из парогенератора 360оС. При такой температуре трубопровод к плазмотрону следует выполнять металлическим из нержавеющей стали, теплоизолированный стеклолентой ЛЭСБ.

Поскольку трубы металлические, то при запуске плазмотрона высоковольтное и высокочастотное напряжение осциллятора может попасть на источники питания нагревателя воздуха и/или парогенератора и вывести их из строя. Поэтому в конструкции нагревателя воздуха предусмотрена электрическая развязка ЭР из текстолита. Аналогичная развязка имеется и в парогенераторе.

На рисунке 4.8 ИП1 – источник питания воздухонагревателя, ВН – нагреватель воздуха, ВНП – выключатель высокого напряжения с видимым разрывом электрической цепи, ИП2 – источник питания парогенератора, ПГ – парогенератор, - термопара.

В схеме подачи пара предусмотрена вторая электрическая развязка. Её целесообразно разместить в непосредственной близости от плазмотрона и в ней поместить термопару для измерения температуры пара. Из зависимостей температуры пара от тока при разных его расходах (рисунок 4.10) следует, что источник питания, используемый для парогенератора, должен обладать тонкой регулировкой по току (±1 А).

Рисунок 4.8 – Схема электропитания всего устройства 4.1.2 Газовая подсистема Газовая система включает устройства для ввода плазмообразующего газа в разрядную камеру плазмотрона, придания потоку плазмообразующего газа в плазмотроне необходимой скорости и направления движения, ввода, каналы для транспортировки газа в плазмотроне, уплотнения, присоединительные устройства к внешним системам.

Схема газовой подсистемы плазмотрона представлена на рисунке 4.9.

Верхняя её часть отображает принципиальную схему, предназначенную для нагрева воздуха до температуры 160оС. Она содержит компрессор К с давлением сжатого воздуха 6 атм; газгольдер Г объёмом 100 литров, выдерживающий давление более 6 атм; вентиль В1, регулирующий расход газа; образцовый манометр М; ротаметр РС-5 Р1; нагреватель воздуха 1; источник питания ИП для нагрева воздуха.

Нижняя часть отображает принципиальную схему, предназначенную для получения сухого перегретого пара. В схеме пароснабжения плазмотрона необходимы: вентиль В2 с тонкой регулировкой расхода воды; образцовый манометр М; ротаметр типа РС-5 Р2; парогенератор 2; источник питания ИП с тонкой регулировкой тока; электрическая развязка 3; термопара Т; прибор для измерения температуры пара П; трёхходовый кран 4. Все наружные трубы необходимо теплоизолировать керамической лентой ЛЭСБ. Стоит отметить, что для получения сухого перегретого пара в длительном режиме работы необходима дистиллированная или химически очищенная вода.

В первые 5-10 минут работы парогенератора, пока образованный пар не достиг требуемой температуры, его сбрасывают в вентиляцию 5, либо в бак с дистиллированной водой, где он снова конденсируется и подаётся опять в парогенератор.

Рисунок 4.9 – Схема газовой подсистемы плазмотрона 4.1.2.1 Нагреватель воздуха Использование нагревателя воздуха (рисунок 4.10) необходимо для подачи подогретого воздуха в газоразрядную камеру на начальном этапе работы плазмотрона. Нагреватель воздуха нужен для предварительного подогрева анода и косвенно охлаждаемой части катода, а также остальных менее термически нагружённых деталей плазмотрона.

Рисунок 4.10 – Нагреватель воздуха: а) конструктивная схема;

Разработка нагревателя воздуха исходила из ряда требований, таких как:

1) Применение конкретного типоразмера аппарата должно обеспечить передачу требуемого количества теплоты с получением требуемой конечной температуры носителя.

Исходными данными для расчёта нагревателя воздуха являются расход Gв и конечная его температура tk. Необходимая мощность для нагрева заданного объёма воздуха Nв определяется как:

где – коэффициент полезного действия нагревателя воздуха (достаточно близок к единице), tн, tk – температура воздуха до и после нагрева;

2) При заданной тепловой нагрузке и других равных исходных параметрах теплоносителя аппарат должен иметь наименьшие габаритные размеры и наименьшую металлоёмкость, то есть процесс теплообмена должен протекать наиболее интенсивно;

гарантирующим его безопасную эксплуатацию при механических нагрузках, возникающих от давлений теплоносителей, вследствие температурных деформаций различных частей теплообменника, вибрации и т.п.;

возможность проведения осмотров, ремонтов и т.п.

При проектировании нагревателя воздуха, тепловой расчёт сводится к определению необходимой поверхности теплообмена F при известных расходах, начальной и конечной температурах теплоносителей.

Скорость воздуха – теплоносителя должна обеспечивать благоприятное сочетание интенсивного переноса тепла и умеренного расхода энергии. При этом желательно, чтобы теплообмен происходил в условиях турбулентного режима течения (Re 104) или близком к нему.

Основными расчётными уравнениями теплообмена при стационарном режиме являются уравнение теплопередачи и уравнение теплового баланса.

В результате проделанных расчётов получаем, что воздух нагревается до требуемых температур, проходя через трубку из нержавеющей стали с внутренним диаметром 6 мм. Нагрев трубки осуществляется электрическим током. Ток может быть постоянным или переменным. Длина трубки выбирается, исходя из электрических параметров имеющегося источника питания с регулируемым током. Температура воздуха на выходе из нагревателя должна быть выше 160оС, а на входе в плазмотрон не ниже 160оС. Ток источника должен регулироваться, а температура воздуха контролироваться термопарой.

4.1.2.2 Парогенератор Существующие в настоящее время парогенераторы сухого перегретого водяного пара в зависимости от типа движения в них рабочего тела – воды, подразделяются на парогенераторы с естественной циркуляцией воды и прямоточные трубчатые парогенераторы с принудительной её циркуляцией [96].

Парогенерация по первой схеме представляет собой двухстадийный процесс. Она предполагает наличие котла с кипящей водой и трубчатого пароперегревателя. Оба они оснащены индивидуальными источниками энергии и пароперегревателя и системой их регулировки. Схема сложна конструктивно, изобилует источниками утечек воды и пара и погрешностями измерений, а также очень инерционна при переходах на новые режимы работы.

Парогенераторы с принудительной циркуляцией воды обеспечивают одностадийный процесс парогенерации. Они могут содержать несколько параллельно работающих на общий коллектор парогенерирующих труб.

Обладают большой мощностью и паропроизводительностью. При небольшой паропроизводительности достаточно одной единичной парогенерирующей трубы.

К концу трубы герметично подсоединяется расширительный сосуд – демпфер, из которого сухой перегретый водяной пар направляется в паровихревой плазмотрон. Демпфер служит для сглаживания гидродинамических пульсаций, которые возникают на испарительном участке при работе парогенератора.

Условие для объёма демпфера, которому надо при этом удовлетворять:

где Gn - массовый расход пара, 0 - период пульсации, '' - средняя плотность пара в демпфере.

Период пульсаций 0 вычисляется по формуле, экспериментально полученной в работе [97]:

и проверенной в интервале изменения входящих в неё параметров: внутреннего диаметра d0 0,15 0,8 см, плотности теплового потока q 2,8 49,5 Вт/см2, расход пара G 0,95 3,25 г/с при давлении порядка 105 Н/см2.

Конструкция изготовленного нами трубчатого парогенератора проста (рисунок 4.11). Парогенерирующая труба с заданным зазором навивается в виде змеевика на вертикально стоящий демпфер. Зазор обеспечивается асбоцементными шайбами. Герметизация внутренних полостей парогенератора осуществляется с помощью фитинговых соединений, а электро- и теплоизоляция – с помощью деталей из асбоцемента, паранита, стеклотекстолита и т.п.

материалов с повышенной жаростойкостью.

Рисунок 4.11 – Парогенератор: а) конструктивная схема; б) фотография Вода, проходя через ротаметр Р2, поступает в первый демпфер 1, далее в кольцо 2, змеевик 3, где превращается в пар. Змеевик имеет переменное сечение (6 – 8). Затем вода из змеевика уже в виде пара попадает во второй, пока еще холодный, демпфер 4, где в начальный период пар конденсируется в воду. Вода через сливную трубу и вентиль 5 стекает в ёмкость до тех пор, пока не исчезнут капли воды и будет истекать только пар (Т 200оС). Это означает, что паровой демпфер 4 достаточно прогрелся. Далее открывают трёхходовой кран 4 (рисунок 2.9), а сливной кран 5 закрывают. С этого момента пар истекает в вентиляцию или в бак с дистиллированной водой. Переключение пара на плазмотрон осуществляется также трехходовым краном 4.

Парогенераторы с принудительной циркуляцией воды для плазмотронов обладают самыми высокими техническими показателями: высоким удельным паросъёмом (количество вырабатываемого пара, отнесённое к 1 м2 поверхности нагрева), наинизшими удельными затратами металла (затраты металла, отнесённое к 1 кг вырабатываемого пара), малыми габаритами, наивысшим КПД и др. Прямоточные промышленные парогенераторы снабжаются питательной водой путём подачи от специального насоса или с помощью гидроаккумулятора.

По конструкции они проще, чем парогенераторы с естественной циркуляцией, надёжнее в работе, компактны, легко обеспечивают высокие давления и температуры, практически не имеют утечек воды и пара и т.д. Расход вырабатываемого пара определяется по расходу воды, что намного проще и точнее, чем по сухому перегретому пару.

В пользу прямоточного парогенератора свидетельствует ещё одно обстоятельство, связанное с источником нагрева. Им может служить джоулево тепло, выделяемое в стенках парогенерирующей трубы при пропускании по ней электрического тока.

Прямоточные парогенераторы чувствительны к качеству питательной воды. В их парогенерирующих трубах возможно образование накипи, приводящей к возможному перегреву труб. Для устранения этого нежелательного явления необходимо питательную воду предварительно химически обессолить.

Эта операция давно отработана на практике, а малый расход питательной воды в парогенераторах для плазмотронов обеспечивает низкий уровень энергозатрат на её проведение.

На основании сказанного схема парогенератора с принудительной циркуляцией для использования в системе жизнеобеспечения паровихревого плазмотрона оказывается более предпочтительной. Поэтому она и была выбрана и реализована на практике.

Согласно предварительным исследованиям во избежание появления конденсационных пульсаций в элекродуговой камере пароводяного плазмотрона температура сухого перегретого пара на входе в плазмотрон должна на 50 – С быть выше температуры насыщенного пара. Это одно из главных условий стабильной работы дугового плазмотрона для нагрева водяного пара.

Другим не менее важным условием является отсутствие пульсаций расхода пара на входе в плазмотрон. Исследование явления пульсирования пара в парогенерирующих трубах как одиночных, так и параллельно расположенных, используемых в мощных парогенераторах посвящено значительное число работ [98-100]. В них рекомендуется для подавления пульсаций установка в трубах местных сопротивлений в виде гидравлических шайб, поворотов и т.д., а на выходе – мощного дросселирования пара.

В нашем случае расход питательной воды устанавливается с помощью игольчатого вентиля и ротаметра высокого давления. Температура пара определялась хромель-копелевой термопарой, установленной в специальном блоке ЭР (рисунок 4.8).

В системе парогенератора предусмотрен фильтр, установленный на входе в демпфер и предназначенный для задержания инородных включений и предотвращения засорения тангенциальных отверстий в кольце закрутки плазмотрона.

Источниками электропитания парогенератора могут служить регулируемые источники постоянного либо переменного тока по мощности и вольтамперному соотношению, отвечающие электрическому сопротивлению змеевика парогенератора.

парогенератора Nп определяется как:

где - коэффициент полезного действия парогенератора. Он достаточно близок к единице.

Из экспериментально найденного критерия Рейнольса:

Определяем объём демпфера:

проходное сечение парогенераторной трубки:

и её диаметр:

экспериментальной формулы:

как:

и определить погонную мощность тепловыделения парогенерирующей трубки и её длину:

Затем, задавшись толщиной стенки нержавеющей трубки найти погонное и полное её сопротивление:

а также ток и напряжение на парогенераторе:

4.1.3 Охлаждающая подсистема теплонапряжённых элементов конструкции, каналы для организации потока охлаждающей среды, уплотнения, присоединительные элементы к внешней системе отвода тепла.

Схема подсистемы охлаждения пароводяного плазмотрона представлена на рисунке 4.12. Измерение и регулирование расходов воды, подаваемой на охлаждение электродов плазмотрона, производятся ротаметрами типа РС-7 (Р1, Р2 и Р3) и образцовыми манометрами (М1, М2, М3 и М4). Погрешность измерений расходов составляет ±2,5% Охлаждение электродов осуществляется оборотной технической водой.

Внутренний медный электрод-анод охлаждается водой косвенно через стальную обечайку. Толщина стальной обечайки в таком случае должна быть заложена такой, чтобы в рабочем режиме плазмотрона исключалась возможность образования конденсата внутри рабочей камеры.

Начальная часть выходного электрода-катода также охлаждается косвенно через стальную обечайку, при этом остальная наружная поверхность катода за уступом, как и задняя крышка плазмотрона, отделённая от анода изолятором охлаждается непосредственно водой.

Рисунок 4.12 – Схема подсистемы охлаждения плазмотрона 4.1.4 Технологическая подсистема В отдельных случаях может быть предусмотрена технологическая подсистема, включающая например: сопло на выходе; устройства ввода в поток плазмы порошка или проволоки; технологического защитного газа; топлива и др.

– для технологических плазмотронов определённого назначения.

В нашем случае технологическая подсистема отсутствует.

4.2 Электрические характеристики К этим характеристикам относятся сила тока разряда I и падение напряжения на дуге U в зависимости от геометрических размеров разрядной камеры, температуры, расхода и давления пара, а также семейство вольтамперных характеристик разряда (ВАХ), определяющие требования к источнику электропитания.

В экспериментах плазмотрон сначала запускался на воздухе, а затем осуществлялся поэтапный переход на водяной пар: расход пара увеличивали, а расход воздуха снижали. Эксперименты показали, что при переходе от воздуха к пару напряжение на дуге резко возрастает при небольшом расходе пара (0,6 – 0, г/с) (рисунок 4.14). Далее напряжение на дуге с уменьшением расхода воздуха и увеличением расхода пара возрастает значительно медленнее (суммарный расход плазмообразующего газа оставался примерно постоянным).

Средняя по длине дуги напряжённость поля составила 18-20 В/см. Это значение соответствует экспериментальным данным по напряжённости электрического поля дуги в водяном паре, полученным в плазмотроне с термокатодом [90]. Поскольку плотность водяного пара ниже плотности воздуха, при одинаковых температурах, то в смеси с воздухом пар располагается в приосевой области канала плазмотрона и дуга горит преимущественно в паре.

На рисунке 4.13 для сравнения приведены вольтамперные характеристики дуги при работе плазмотрона на (кривая 1) и на водяном паре (кривая 2).

Рисунок 4.13 – Вольтамперные характеристики дуги при G = 4·10-3 кг/с Если судить по следам выработки электродов при горении дуги на воздухе, смеси воздуха с паром и на паре, то установлено, что длина дуги при I = const практически не меняется, поэтому повышение напряжения на дуге при переходе с воздуха на пар обусловлено только тем, что дуга горит в смеси водорода с кислородом. На чистом водороде напряжённость электрического поля выше и составляет 30 В/см и более.

Рисунок 4.14 – Изменение напряжения на дуге при переходе от плазмообразующего воздуха (1) и паровоздушной среды (2) к водяному пару (3) На рисунке 4.15 представлено семейство вольтамперных характеристик дугового разряда плазмотрона при различном расходе плазмообразующего газа – водяного пара. Видно, что ВАХ дуги имеют падающий вид, с ростом расхода пара напряжения на дуге возрастает. Как известно, плазмотроны с гладким трубчатым электродом имеют только падающие вольтамперные характеристики [101].

Объясняется это тем, что на восходящей ветви E-I характеристике падение напряжения с ростом тока из-за сокращения длины дуги в результате крупномасштабного шунтирования происходит быстрее, чем возможный прирост напряжения за счёт роста напряжённости.

Рисунок 4.15 – Семейство ВАХ дуги в зависимости от расхода плазмообразующего газа: 1 - 3·10-3 кг/с; 2 - 4·10-3 кг/с; 3 - 5·10-3 кг/с Экспериментальные данные, как и для других плазмообразующих сред, обобщаются в критериальном виде по методике [101] следующим образом:

где р – давление внутри газоразрядной камеры.

1,79 108 1,61 109 А·с/кг·м; n 0,161 0, 269 кг/м·с; pd 2 20, Па·м. Погрешность расчетной формулы составляет менее 5%.

4.3 Энергетические характеристики Плазмотрон с внутренним разрядом как источник плазмы характеризуется температурой T и давлением p плазмы на выходе из плазмотрона [13]. При этом обычно имеют в виду среднюю по сечению (среднемассовую TCM ) температуру плазмы. В ряде случаев представляет интерес распределение температуры по сечению и её локальные значения, например максимальная температура Tmax или температура на оси струи. Обычно в выходном сечении плазмотрона имеет место термодинамическое равновесие, так что температура плазмы и давление с достаточной точностью характеризуют состав плазмы. В этом случае состав плазмы или степень её ионизации могут быть найдены с помощью таблиц теплофизических свойств веществ. Характеристикой плазмы может быть и энтальпия h нагреваемого газа, также связанная с температурой и давлением. В некоторых случаях в качестве характеристики плазмы может указываться концентрация заряженных частиц в плазме ne, n или степень ионизации 1.

Тепловая мощность струи плазмы Pmen характеризуется расходом газа G :

Поскольку полезная тепловая мощность является частью мощности, подведённой к плазмотрону, зависящей от КПД преобразования, связь между основными характеристиками плазмотрона можно представить в следующем виде:

где P - электрическая мощность, подведённая к плазмотрону.

подведённой энергии в энергию струи плазмы:

где Pnom - потери мощности в элементах конструкции.

Характеристики плазмы и производительности позволяют определить мощность, необходимую для генерации плазмы на выходе из плазмотрона.

Измерения тепловых потоков в электроды калориметрическим методом показали, что основные потери тепла приходятся на выходной электрод-катод (рисунок 4.16). Представленные данные были сняты при расходе плазмообразующего газа – водяного пара G 4 103 кг/с.

Рисунок 4.16 – Зависимость потерь тепла в электроды от тока дуги Используя данные из полученного семейства ВАХ дуги (рисунок 4.15), потерь тепла в электроды (рисунок 4.16) и формулу (4.19) можно получить следующие зависимости (при расходе плазмообразующего газа G 4 103 кг/с):

КПД плазмотрона и энтальпии его плазменной струи.

Кривая, описывающая зависимость КПД от силы тока дуги, имеет почти неизменный характер. Это объясняется тем, что пропорционально росту мощности вкладываемой в дугу резко начинают расти тепловые потери на катоде и аноде, что в свою очередь никак не сказывается на общем КПД плазмотрона.

Рисунок 4.18 – Зависимость энтальпии плазменной струи от тока дуги Использование высокоэнтальпийных молекулярных плазмообразующих газов в энергетическом отношении более выгодно, так как они при более низких температурах обладают той же тепловой эффективностью, что и одноатомные газы. При этом в целом уменьшаются потери тепла на излучение в стенки плазмотрона и в окружающую среду (эти потери пропорциональны четвертой степени температуры).

4.4 Эксплуатационные характеристики К этим характеристикам относятся [13]: охлаждающая среда – вода, воздух, их расход через элементы конструкции плазмотрона и суммарный расход, Gox, кг/с, давление охлаждающей среды на входе в плазмотрон, pox, Па; ресурс основных элементов конструкции – катода, анода; расход защитного газа (при необходимости) в кг/с.

Также могут быть представлены и другие характеристики, связанные с технологическим процессом, например расход технологической среды (жидких отходов), подаваемых непосредственно в плазмотрон.

Все характеристики плазмотрона определяются принятыми техническими решениями при проектировании плазмотрона.

4.4.1 Эрозия электродов В электродуговых плазмотронах плотность тока в месте контакта плазмы с металлом достигает значительных величин, в результате чего удельные тепловые потоки в опорных пятнах дуги оказываются настолько большими (108 – 109 Вт/м2), что происходит разрушение материала электродов [95].

Несмотря на обилие работ, посвящённых приэлектродным процессам, до сих пор нет единого мнения о механизме эрозии электродов. Тем не менее, большинство исследователей считают, что основной причиной разрушения электродов в контрагированном разряде является термическое воздействие опорных пятен. Не подлежит сомнению также, что перенос тока на «холодный»

катод осуществляется через множество микропятен, быстро перемещающихся по его поверхности.

Кроме скачкообразного перемещения, в цилиндрических электродах может реализовываться устойчивое равномерное и непрерывное движение пятна по поверхности электрода. Это имеет место, например, во внутреннем цилиндрическом катоде в воздушной среде при умеренных значениях тока.

Причём при равномерном и непрерывном движении пятна эрозия катода ниже, чем при скачкообразном. К настоящему времени сложилось мнение, что катодное пятно на холодных электродах представляет собой макропятно, состоящее из множества кратковременно существующих микропятен с плотностью тока более 105 А/см2. Общая площадь следов микропятен на поверхности металла может составлять около 10-3 площади, занятой макропятном. Отмечается также, что катодные струи распадаются на отдельные струи, имеющие прерывистый характер. Большая скорость газа в струе ( 104 м/c) и её структура показывают, что пары, которые создают струи, движутся со сверхзвуковой скоростью и достигают противоположной стенки электрода.

Вопросы влияния температуры электродов на величину их удельной эрозии часто возникают при конструировании электродуговых устройств. В реальных условиях существует предварительный подогрев массы цилиндрического электрода за счёт предыдущих пробегов макропятна по его кольцевой поверхности. Подогрев тем больше, чем хуже охлаждение электрода.

Повышение температуры электродов должно приводить к росту их эрозии. В [102] описаны результаты экспериментов по определению влияния усреднённой во времени температуры электрода в кольцевой зоне привязки дуги на величину удельной эрозии. Получен однозначный результат: чем больше температура тела электрода, тем выше его удельная эрозия (рисунок 4.3).

Увеличение температуры рабочей поверхности происходит также за счёт изменения структуры его материала во время работы плазмотрона. Это обусловлено многократными ( 100 c-1) ударными тепловыми нагрузками на поверхность металла от движущегося макропятна. Изучение микрошлифов медных катодов в зоне эрозии подтвердило, что во время работы электрода в его приповерхностной зоне образуется обширная сеть микротрещин [103]. Глубина отдельных трещин через 4 ч может достигать 0,4 мм. Вследствие этого ухудшается теплоотвод от движущегося макропятна, так как падает эффективное значение теплопроводности, соответственно возрастает температура поверхности электрода и увеличивается его эрозия. Кроме того, уменьшение теплопроводности по мере растрескивания металла и углубления трещин снижает время прогрева металла под микропятнами и это приводит к тому, что в первые часы работы плазмотрона быстро увеличивается эрозия его электродов. Что и наблюдается в экспериментах (рисунок 4.19).

С другой стороны, повышение температуры электрода увеличивает пластичность его материала, что до некоторой степени должно уменьшать интенсивность растрескивания его поверхности и приводить к снижению плотности тока в пятне дуги и эрозии электрода. В связи с этим возникает предположение о существовании некоторой оптимальной температуры, обеспечивающей минимальную эрозию катода. Однако это не подтвердилось в экспериментах, описанных в литературе.

В нашем случае в ходе экспериментов степень эрозии электродов определялась методом взвешивания до и после испытаний. Для взвешивания электродов использовались поверенные лабораторные весы ВЛР – 1. Результаты исследований приведены в таблице 4.1. Для описания эрозионной характеристики электродов введён параметр G – удельная эрозия электрода, кг/Кл:

где m – масса электрода, уносимая с плазменной струёй в процессе эксплуатации, кг; I – ток, А; t – время, с.

Таблица 4.1 – Результаты замеров массы электродов Длительность работы На рисунке 4.19 приведены экспериментальные данные по G (при силе тока дуги 180200 А) для анода (значения G для катода располагаются несколько ниже – в диапазоне 10-910-8 кг/Кл).

Рисунок 4.19 – Эрозионные характеристики электродов Изменение системы охлаждения стальной обечайки (о чём будет сказано далее) за счёт её профилирования сказалось на величине G (см. точку А, G А=1,7·10-9 кг/Кл).

Анализ рельефности электродов указывает на то, что электроды разрушаются практически только в зоне горения дуги, в так называемой зоне выработки электрода. Длина зоны выработки электрода – анода в нашем случае имеет очень малую длину. Она зависит от многих параметров и чтобы проследить, необходимо пользоваться в основном двумя способами: обмер следов, оставляемых движущейся дугой либо регистрацией области интенсивного свечения в камере плазмотрона. Для движущейся дуги практически единственным является способ обмера следов. Если дуга оставляет на электроде прерывистые следы, то существуют стадии образования пятна и прекращение горения дуги в пятне. Эти стадии не могут быть прослежены в рамках данного метода.

Для электрода – анода, визуально, распределение теплового потока в стенку по длине можно разделить на три зоны: I – зона минимальных тепловых потоков, II – зона максимальных тепловых потоков, III – зона входа и истечения нагретого газа (рисунок 4.20а)) [104-106].

Рисунок 4.20 – Электрод-анод: а) конструктивная схема; б) фотография Зона I. В этой зоне рабочая среда – водяной пар движется вдоль электрода у его стенки и возвращается обратно по его оси (на рисунке 4.20а) движение водяного пара отмечено стрелками). Тепловой поток в стенку I состоит лишь из конвективного теплового потока:

Зона II. Зона горения дуги. Опорное пятно дуги не только вращается по рабочей поверхности электрода, но и перемещается вдоль оси в определённых границах. В экспериментах длина зоны II составляла 1.5 2D. Такая малая зона выработки и явилась причиной повышенной эрозии, так как основная термическая нагрузка пришлась именно на эту малую область поверхности электрода, а большая поверхность электрода осталась не задействованной. Здесь к тепловому потоку от горячего газа добавляется энергия, подводимая путём переноса заряженных частиц от дугового пятна. Анализ эродированных следов на электроде совпадает с областью максимальных тепловых потоков. Тепловой поток в стенку области II состоит:

II II II

где qL - лучистый поток, qZ - поток от заряженных частиц.

Зона III. В пристенной области относительно холодная рабочая среда – водяной пар движется в направлении к зоне II, а в приосевой области уже нагретое плазмообразная рабочая среда движется в противоположном направлении электрода. Таким образом, тепловой поток в стенку области III состоит:

III III

В количественном отношении тепловой поток зоны I намного меньше зон II и III. В свою очередь в зоне II не наблюдается существенного повышения теплового потока в стенку по сравнению с зоной III. Незначительное увеличение теплового потока в зоне II, по-видимому, происходит вследствие того что определённая часть выделенного тепла уносится с продуктами разрушения электродов и часть её передаётся рабочему телу.

В ходе экспериментов были сделаны замеры тепловых потерь в стенку на электроде – аноде калориметрическим методом, которые составили в среднем кВт. Стоит отметить, что для калориметрического метода определения тепловых потерь неважно, какую физическую природу имеют тепловые потоки в стенку электрода: конвективную, кондуктивную или лучистую.

установленных в указанные места («точки 1 и 2» рисунок 4.20а)) были сняты значения температур в определённые промежутки времени. Полученные значения отображены в таблице 4.2. Реальная температура внутри рабочей камеры, как оказалось, сильно отличается от прогнозируемой изначально. Внутренний электрод-анод эксплуатировался в крайне нежелательном для него режиме, что и привело к его повышенной удельной эрозии. Однако, полученные данные послужат ценными исходными данными, для дальнейшего теоретического поиска условий, при которых электрод-анод будет эксплуатироваться в оптимальном режиме.

Таблица 4.2 – Экспериментально снятые значения величин температур На основании полученных данных в первом приближении можно сделать вывод, что в зону II и III поступает около 85 % тепла, которое впоследствии передаётся охлаждаемой воде, а остальные 15 % тепла поступают в стенку электрода, соответствующую зоне I.

4.5 Численное моделирование распределения температурного поля в электроде – аноде в ПК ANSYS Разработка требуемой конструкции составного трубчатого электрода с минимальной эрозией является сложной инженерной задачей [76-82]. Для её успешного решения необходимо знать параметры рабочего режима плазмотрона, которые зависят от многих факторов, а именно: от расхода рабочей среды – водяного пара в рабочую камеру плазмотрона; от расхода охлаждающей жидкости, подаваемой на корпус плазмотрона; от формы охлаждающей поверхности электрода; от вводимой мощности дуги.

Одной из основных целей проведения теплового расчёта является отыскание оптимальных условий охлаждения медного электрода, при которых достигается на всей его рабочей внутренней поверхности температура в диапазоне 100 – 150 оС. Как уже было отмечено, с повышением температуры медной поверхности выше 150 С удельная эрозия электрода значительно возрастает, поэтому задача фиксирования температуры на поверхности внутренней стенки электрода в достаточно узком диапазоне 100 – 150 оС будет определять длительность эксплуатации электрода.

Интерфейс ANSYS, при создании модели, позволяет легко и эффективно назначать материалы и их свойства различным областям (слоям) конструкции.

ANSYS предлагает большую библиотеку конечных элементов, которые созданы с использоваться для создания желаемой модели. Также на выбор пользователя предлагается большой набор нагрузок для задания граничных условий (в нашем случае граничных условий два: 1 – тепловой поток, который поступает в стенку от дугового разряда; 2 – конвекция, которая создаётся охлаждающим водяным потоком на внешней поверхности электрода). Для определения граничных условий, необходимо знать следующие исходные данные: это в первую очередь геометрические размеры электрода; коэффициент теплоотдачи, который обеспечивается подачей охлаждающей жидкости на внешнюю поверхность электрода; распределение тепловых потоков на внутренней поверхности рабочей камеры. Все эти данные получены экспериментальным путём.

Решатели ANSYS обеспечивают основу для получения высокоточных результатов анализа, используя которые можно получить оптимальные параметры конструкции электрода.

На рисунке 4.21 представлена геометрическая модель и наложенная на неё сгенерированная сетка. В силу осесимметричности модели построение её возможно осуществлять в двухмерной постановке. В данном случае применялось контролируемое разбиение. Контролируемое разбиение поверхности содержит четырёхугольные элементы и содержит регулярную сетку с равными рядами элементов. Контроль разбиений позволяет установить такие факторы, как форма элементов, расположение срединных узлов и размер элементов. Этот шаг является одним из наиболее важных, которые влияют на точность и экономичность решения.

Рисунок 4.21 – Модель электрода и сгенерированная сетка Математическая формулировка задачи: в заданной области исследования удовлетворяющую уравнению теплопроводности и начальному условию Краевые условия на различных границах следующие (рисунок 2.23):

Здесь t – температура; – коэффициент теплопроводности; c(t) – удельная теплоёмкость; – плотность материала; q1, q2, и q3 – тепловые потоки на границах Г7, Г8, Г9 и Г10; 1 – коэффициент теплоотдачи на поверхности охлаждения; t'– температура охлаждающей воды.

На рисунке 4.23 представлено численное решение модели составного электрода, на котором непосредственно проводились эксперименты. На представленном рисунке цветом выделена узкая зона, температура которой соответствует диапазону 100 – 150 оС. Как уже было отмечено, зона выработки в таком случае слишком мала и данный вариант конструкции электрода совместно с используемым режимом эксплуатации не приемлем из-за малого ресурса, что и подтвердилось на опыте. Эрозия его слишком велика (рисунок 4.19), а срок работы данного электрода недостаточен для технологических применений.

Изменять электрические параметры режима или расход рабочей среды – водяного пара для того чтобы увеличить длину зоны выработки нежелательно, так как это приведёт к изменению теплосодержания плазменной струи. К изменяемым параметрам следует отнести геометрию конструкции электрода и режим охлаждения его внешней поверхности.

Рисунок 4.23 – Тепловое распределение в электроде – аноде Рассмотрим некоторые из предлагаемых конструкций для решения данной задачи.

На рисунке 4.24 представлен случай, когда внешний слой является составным. Для более нагруженной области, соответствующей зонам II и III, материал внешнего слоя подобран из алюминия, а в менее нагруженной области, соответствующей зоне I – материал выбран из нержавеющей стали. Коэффициент теплопроводности алюминия больше, чем у стали, соответственно это обеспечивает более интенсивный отток тепла к охлаждающей воде и как следствие, обеспечивает сравнительно меньшую температуру на внутренней стенке электрода. Зауживание зазора в рубашке охлаждения, также в итоге приводит к уменьшению внутренней температуры стенки, так как при этом увеличившаяся скорость потока приводит к более интенсивному охлаждению за счёт увеличивающегося коэффициента теплоотдачи. Данный вариант позволяет получить требуемый диапазон температур на внутренней поверхности электрода.

Следует заметить, что толщина внешнего слоя в данном случае получается намного толще, чем для предыдущего случая (см. рисунок 4.23). Это означает увеличение габаритных размеров и общей массы плазмотрона, а в итоге стоимости всего устройства. В приведённой конструкции появляется дополнительное стыковочное место между стальным и алюминиевым слоем, что приводит к уменьшению технологичности всего устройства. Данных перечисленных недостатков достаточно для отказа от данного типа конструкции электрода.

Рисунок 4.24 – Тепловое распределение в электроде – аноде с составным Следующий конструктивный тип электрода – анода представлен на рисунке 4.25. В данном случае в качестве внешнего слоя применялась конусная обечайка. Преимущество данной конструкции заключается в том, что за счёт различной толщины обечайки в разных сечениях по длине достигается различный отток тепла в охлаждающую воду от стенки электрода. К сожалению, для данного случая, теплопроводность стали слишком мала, чтобы при минимальной своей толщине, обеспечить требуемый отток тепла в более термически нагруженной области. Использование других металлов, таких как латунь, бронза приводит к удорожанию устройства, что крайне не желательно. Зауживание зазора рубашки охлаждения также не обеспечивает требуемый диапазон температур на внутренней поверхности электрода.

Рисунок 4.25 – Тепловое распределение в электроде – аноде с На рисунке 4.26 представлен тип составного внутреннего электрода, который учитывает все недостатки вышеописанных вариантов. На внешней поверхности второго слоя в наиболее нагруженной области (зоны II и III) нарезана прямоугольная резьба так, что верхние кромки данной резьбы соприкасаются с внешним корпусом плазмотрона. Такой конструктивный приём приводит к гарантированному завихрению и турбулизации охлаждающего потока, что в свою очередь приводит к многократному увеличению коэффициента теплоотдачи и как следствие к более интенсивному охлаждению термически нагруженного участка составного электрода. При этом в менее термически нагруженной области (зона I) поток воды остаётся ламинарным, и слабый отток тепла обеспечивает желаемый температурный диапазон. Данное конструктивное решение позволят фиксировать требуемую температуру на внутренней медной поверхности электрода и оптимизировать его удельную эрозию.

Рисунок 4.26 – Тепловое распределение в электроде – аноде с При запуске плазмотрона с данной конструкцией электрода удельную эрозию анода удалось снизить с (2-6) ·10-8 кг/Кл до (8,27-1,7·10-9) кг/Кл при среднем токе дуги 200 А и расходах пара (4-5)·10-3 кг/с. Для выходного электродакатода G находится также на уровне ~ 10-9 кг/Кл.

4.6 Заключение по главе 1. Разработана принципиально новая конструктивная схема пароводяного плазмотрона без термоэмиссионного катода и дорогостоящих защитных газов для него (как например аргон или азот). Изготовлен и испытан лабораторный образец пароводяного плазмотрона данной конструкции. Определен регламент перехода от работы плазмотрона на воздухе к работе на паре и обратно. Диапазон мощности плазмотрона составляет ~ 50 – 100 кВт при токах ~ 150 – 300 А, падение напряжения 350 – 500 В, расход пара 2 – 5 г/с. Термический КПД плазмотрона с ростом массовой доли водяного пара в смеси и мощности остаётся приблизительно постоянным и составляет ~ 65%. При постоянном суммарном массовом расходе пароводяного пара ~ 4 г/с плазмотрон может обеспечить теплосодержание плазмы ~ от 10 до 20 кВт·ч/кг, что позволит организовать гибкое регулирование энерговклада в плазмохимических процессах.

Экспериментально полученное значение удельной эрозии внутреннего электродаанода G =8·10-8 – 10-9 кг/Кл при силе тока дугового разряда 200-250 А указывает на необходимость дополнительных конструкторско-технологических исследований.

воздухонагревателя и парогенератора, необходимые для работы плазмотрона и обеспечивающие нагрев воздуха до 160-170оС и водяного пара до 250-350оС соответственно.

3. Полученные вольт-амперные, тепловые и эрозионные характеристики пароводяного плазмотрона свидетельствуют о работоспособности конструкции в целом.

4. Освоенная методика численного моделирования с помощью ПК ANSYS позволяет проводить расчёты распределения тепловых полей в различных трёхмерных элементах конструкции плазмотрона с достаточной точностью ~10%.

В результате многочисленных расчётов подобрана оптимальная конструкция составного электрода-анода, которую необходимо использовать в плазмотроне при дальнейших испытаниях и которая должна повысить ресурс и надёжность устройства в целом.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Разработана принципиально новая конструктивная схема пароводяного плазмотрона без термоэмиссионного катода и без применения дорогостоящих защитных газов для него (например, аргон или азот). Изготовлен и испытан опытный образец пароводяного плазмотрона данной конструкции. Определен регламент перехода от работы плазмотрона на воздухе к работе на паре и обратно.

Диапазон мощности плазмотрона составляет ~ 50 – 100 кВт при токах ~ 150 – А, падение напряжения на дуговом разряде 350 – 500 В, расход пара (2 – 5)·10- кг/с. Термический КПД плазмотрона с ростом массовой доли водяного пара и указанной мощности остаётся приблизительно постоянным и составляет ~ 65% в косвенном режиме. При постоянном суммарном массовом расходе пароводяного пара ~ 4·10-3 кг/с плазмотрон может обеспечить теплосодержание плазмы ~ от до 20 кВт·ч/кг, что позволит вести гибкое регулирование энерговклада в плазмохимические процессы. Экспериментально полученная величина удельной эрозии внутреннего электрода-анода составила ~ 1,2·10-8 1,7·10-9 кг/Кл при среднем токе 200 А. Получено положительное решение о выдаче патента на изобретение.

2. Проведено исследование зависимости температурного распределения на рабочей поверхности внутреннего электрода-анода от различных конструкций самого электрода-анода. Установлено, что выполнение внешнего стального слоя электрода-анода в виде спиралевидного трапецеидального завихрителя приводит к наиболее рациональному режиму эксплуатации пароводяного плазмотрона, при котором в рабочей камере пароводяного плазмотрона исключается явление конденсации. Срок службы электродов пароводяного плазмотрона составляет около 300 часов.

3. Полученные экспериментальным путём энергетические, электрические и ресурсные характеристики разработанного пароводяного плазмотрона отвечают требованиям электротехнологии переработки техногенных отходов.

4. Проведёно исследование высокотемпературных процессов воздушной и пароводяной газификаций в результате чего установлено, что для реализации экологически безопасной электротехнологии переработки техногенных отходов и получении высококалорийного синтез-газа необходимо использовать в качестве плазмообразующей среды водяной пар.

5. Разработанное техническое решение на конструктивное исполнение плазменной электропечи с комбинированным нагревом, позволяет выполнять переработку отходов со значительной экономией энергии по сравнению с традиционными плазменными электропечами без дополнительного нагрева.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. В. Финкельнбург, Г. Меккер. Электрические дуги и термическая плазма. – М.: НИЛ, 1961. – 370 с.;

2. Даутов Г.Ю., Жуков М.Ф. Некоторые результаты исследований свойств дуги стабилизированной водой // ППТФ, 1962, №2, с. 32-36;

характеристики водяного плазмотрона / VI Всесоюз. конф. по генераторам низкотемпературной плазмы: Тез. докл. – Фрунзе, 1974. – с. 177-180;

4. Алымов Б.Д., Полуянский С.А., Галяс А.А. и др. Исследование тепловых параметров плазменных горелок, разботающих на воздухе, воздушноводяной смеси, паре / Физика, техника и применение низкотемпературной плазмы / Труды IV Всесоюз. конф. (г. Алма-Ата, 1-3 декабря 1970г.). – Алма-Ата:

КазПТИ, 1970. – с. 551-553.

5. Болотов А.В., Кудасов Б.М., Рудяк Э.М., Касьянов В.Е. К вопросу создания генераторов водяной плазмы для разрушения горных пород / Труды IV Всесоюз. конф. (г. Алма-Ата, 1-3 декабря 1970г.). – Алма-Ата: КазПТИ, 1970. – с.

556-558;

6. Болотов А.В., Кудасов Б.М., Рудяк Э.М. и др. Исследование характеристик эл. дуги, обдуваемой водяным паром в плазмотроне двухстороннего истечения / Тез. докл. V Всесоюз. конф. по генераторам низкотемпертурной плазмы. Т I. – Новосибирск: ИФТ СО АН СССР, 1972.- с. 218Алымов Б.Д., Полуянский С.А., Лебедев В.Я. Исследование параметров вихревого плазмотрона, работающенго на водяном паре / Тез. докл. V Всесоюз.

конф. по генераторам низкотемпертурной плазмы. Т I. – Новосибирск: ИФТ СО АН СССР, 1972.- с. 222-225;

8. Алымов Б.Д., Халявченко Л.Т., Осенний В.Я. Исследование параметров теплообмена в плазмотроне с вихревой стабилизацией дуги водяным паром / VIII Всесоюз. конф. по генераторам низкотемпературной плазмы / Тезисы докладов Часть 3. – Новосибирск: ИФТ СО АН СССР, 1980. – с. 72-75;

9. Михайлов Б.И., Ефремов В.П. Исследование линейных электродуговых генераторов водяной плазмы / Материалы к VII Всесоюз. конф. по генераторам низкотемпературной плазмы, Т-1. – Алма-Ата: АЭИ, 1977. – с. 15-18;

10. Михайлов Б.И. Анализ работы паровихревых плазмотронов / VIII Всесоюз. конф. по генераторам низкотемпературной плазмы / Тезисы докл. Часть 3. – Новосибирск: ИТФ СО АН СССР, 1980. – с. 68 – 71;

11. Михайлов Б.И. Генерирование электродуговой пароводяной плазмы // Генерация низкотемпературной плазмы и плазменные технологии. Проблемы и перспективы / Даутов Г.Ю., Тимошевский А.Н., Урюков Б.И. и др. – Новосибирск: Наука, 2004. – с. 105 – 145;

12. Электродуговые плазмотроны. Рекламный проспект / Под ред. М.Ф.

Жукова. Новосибирск: Наука, 1980. 84 с.;

13. Клименко Г. К., Ляпин А. А. Конструкции электродуговых плазмотронов;

14. Эсибян Э.М. Плазменно-дуговая аппаратура. Киев: Техника, 1971. 15. Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов / Под ред. Б.Е. Патона. М.: «Наука», 1973. 243 с.;

16. Генераторы плазменных струй и сильноточные дуги / Под ред. Ф.Г Рутберга. Л.: «Наука», 1973. 152 с.;

17. Глебов И.А., Рутберг Ф.Г. Мощные генераторы плазмы. М.:

Энергоатомиздат, 1985. 153 с.;

18. B. Glocker, V. Borck, G. Nentwig. // 14th Inter. Symp. on Plasma Chemistry. Aug. 2-6, 1999, Prague, pp. 2037-2042;

19. Михайлов Б.И. Электродуговые генераторы пароводяной плазмы. Ч. // Теплофизика и аэромеханика. — 2002. — Т. 9, № 4. — С. 597-612;

20. Михайлов Б.И. Электродуговые генераторы пароводяной плазмы. Ч. // Теплофизика и аэромеханика. — 2003. — Т. 10, № 4. — С. 637-657;

21. А.с. 792614 СССР, МКИ Н 05 В 7/18, Н 05 Н 1/24. Электродуговой подогреватель газа / М.Ф. Жуков, Б.И. Михайлов, В.П. Ефремов, А.С. Аньшаков.

Заявлено 5.02.79 // Открытия. Изобретения. — 1980. — № 48. Патент: БИ, 1997, 15, с. 262;

22. Пат. России 1503673, МКИ Н 01 С 10/02. Установка для электродугового подогрева газа / Б.И, Михайлов, Я.Б. Иохимович, А.В. Балудин // БИ. — 1995. — № 36;

23. Пат. России 1641179, МКИ Н 05 В. Способ управления перемещением пятна дуле на внутренней поверхности цилиндрического электрода электродугового плазмотрона / Б.И. Михайлов, Я.Б. Иохимович, А.В. Балудин // БИ. — 1995. — № 36;

24. А. с. 1620032 СССР, МПК НО5 В7/22. Электродуговой плазмотрон с пароводяной стабилизацией дуги / Б.И. Михайлов, Я.Б. Иохимович, А.В. Балудин, А.П. Морозов // Изобретения. – 1995. - № 32. – с. 284;

25. Пат. России 1813309, МКИ Н 05 В 7/18, Н 05 Н 1/24. Электродуговой узел для нагрева водяного пара / В.П. Лукашов, Б.И. Михайлов, Ю.Ф. Трушников и др. // БИ. – 1995. - № 9;

26. Михайлов Б.И., Поздняков Б.А., Трушников Ю.Ф., Электродуговой плазмотрон с паровихревой стабилизации дуги, Патент № 2441353 от 27.01.2012г., БИ № 3;

27. Пат. № 2268558 Пароводяной плазмотрон;

28. Пат. № 2041039 Пароводяной плазмотрон;

29. M.L. Rozenzweig, V.S. Lewellen, D.G. Ross. Confined vortex flows under interaction with boundary layer. Rocket engineering and cosmonautics, 1964, No.12, pp.94-103 (in Russian, Translation from ARS Journal);

30. L.Charakhovski, N. Kostin, “The vortex flows in electric arc heaters”, Heat Transfer. Soviet Researchs. 1984. vol. 16, No. 5, pp. 126-140;

31. N. Kostin, A. Olenovich, L. Podenok, L. Charakhovski. “On working gas swirling in vortex plasma torches”, in: Heat and mass transfer: results and perspectives, Minsk: Luikov Heat and Mass Transfer Institute, 1985, (in Russian), pp. 95-97;

32. Серба, Е.О. Создание и исследование электродугового трёхфазного пароводяного плазмотрона переменного тока: автореф. дис. канд. техн. наук:

01.04.13 / Серба Евгений Олегович. – Санкт-Петербург, 2013. – 138 с;

33. M. R. Predtechensky, I. N. Kuropyatnik, O. M. Tukhto // 15th ISPC, pp.

1187-1190;

34. M. Predtechensky, O. Tukhto, I. Kuropyatnik, E. Chasovskikh. // Proceeding of IV Inter. Conf. Plasma Physics and Plasma Technology. Minsk. Sept.15pp. 709-712;

35. Жовтянский В.А. Разработки Института газа в области плазменных технологий и оборудования // Энерготехнологии и ресурсосбережение, 2009. – № 4. – С. 97-108;

36. Добал В. Плазменный пиролиз углеродистых веществ в присутствии водяного пара // XTT. – 1978. - №3. – С. 97-101;

37. Sheer C., Korman S., Dongertly T.J. Arc gasificasion of coal // IV Conf.

Plasma Chem. – Zurich, 1979. – P. 277-294;

38. Круковский В.К., Колобова Е.А. Газификация угля в плазме водяного пара // Теория и технология получения жидких, газообразных и синтетических топлив и сырьевая база для их получения. – М.: Изд-во ИГИ. 1981. – С. 71-78;

39. Круковский В.К., Колобова Е.А. Влияние выхода летучих веществ на процесс взаимодействия углерода топлива с водяным паром // Переработка угля в жидкие и газообразные топлива. – М.: Изд-во ИГИ. 1982. – С. 83-88;

40. Колобова Е.А. Газификация углей и шлама гидрогенизации в плазме водяного пара // ХТТ. – 1983. - №2. – С. 91-96;

41. Жуков М.Ф., Калиненко Р.А., Левицкий А.А., Полак Л.С.

Плазмохимическая переработка угля. – М.: Наука. 1990. -200 с;

42. Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Хан Л. Плазменно-паровая газификация петрококса // Матер. 4-го Межд. симп. по теоретической и прикладной плазмохимии. – Иваново: Изд-во ИГХТУ. 2005. – С. 600-605;

43. Патон Б.Е., Чернец А.В., Маринский Г.С. и др. Перспективы применения плазменных технологий для уничтожения и переработки электрометаллургия, 2005. – № 3 (80). – С. 54-63;

44. Патон Б.Е., Чернец А.В., Маринский Г.С. и др. Перспективы применения плазменных технологий для уничтожения и переработки электрометаллургия, 2005. – № 4 (81). – С. 52-60;

45. Rutberg Ph.G. Plasma Pyrolysis of Toxic Waste // Plasma Physics and Controlled Fusion, 2003. – Vol. 45. – P.957-969;

46. Журнал «Твердые бытовые отходы» № 4 2011;

47. Ondrey G., Fouhy K.. Plasma arcs sputter new waste // Chemical engineering. – 1991. – December. – S. 32–35;

48. Моссэ А. Л., Горбунов А. В., Савчин В. В. Электродуговые плазменные устройства для переработки и уничтожения токсичных отходов.

Матер. 4-го Межд. симп. по теоретической и прикладной плаз-мохимии // Ивановский гос. технолог. ун-т, 13–18 мая 2005 г;

49. Гонопольский A. M., Федоров О. Л. Обезвреживание отходов медицинских учреждений в герметичной плазменной печи // Чистый город. – 1999. – № 1(5) – С. 28–31;

50. Опыт внедрения системы сбора, транспортировки и плазменной переработки медицинских отходов (на примере Московской городской инфекционной клинической больницы № 1) / А. М. Гонопольский [и др.] // Чистый город. – 1999. – № 3 (7). – С. 16– 20;

51. Способ и установка для переработки радиоактивных отходов. Патент РФ, № 2320038, опубликовано 20.03.2008. Бюллетень № 8;

52. Даниленко, А.А. Теплофизические процессы плазменной газификации углеродсодержащих техногенных отходов: Диссертация канд. техн. наук: 01.04. / Даниленко Андрей Анатольевич. – Новосибирск, 2011. – 204 с.;

53. Басин А.С., Жуков М.Ф., Тимошевский А.Н. и др. Плазменное уничтожение медицинских отходов // Муниципальные и промышленные отходы:

способы обезвреживания и вторичной переработки - аналитические обзоры.

Новосибирск: ГПНТБ СО АН СССР, 1995, серия Экология.

54. Свенчанский А.Д., Смелянский М.Я. Электрические промышленные печи. Ч.2. Дуговые печи. – М.: Энергия, 1970. – 264 с.;

55. Теплотехнический справочник - М., Госэнергоиздат, 1958, т.2.

56. Теплофизические свойства плавильных пылей, шлаков и зол черной металлургии. / А.Н. Афонина, Б.М. Бабошин, Е.А. Кричевцов и др. // –М.:

(Экспресс–информация (ин–т «Черметинформация»)). –1982. –75 с.;

57. Теплофизические свойства промышленных материалов / К.Д.

Ильченко, В.А. Чеченев, В.П. Иващенко и др. // –Днепропетровск: «Сiч».–1999.– 152 с.;

58. Усачёв, А.Б. Разработка теоретических и технологических основ производства чугуна процессом жидкофазного восстановления железа ромелт:

автореф. дис. доктора техн. наук: 05.16.02 / Усачёв Александр Борисович. – Москва, 2003.;

59. Ushio M. Mathematical modelling of flow field and heat transfer in highcurrent arc discharge / M. Ushio, J. Szekely, and C.W. Chang // Ironmaking and Steelmaking. – 1981, No. 6. – P. 279-286.

60. Szekely, J. Heat-transfer fluid flow and bath circulation in electric arc furnaces and dc plasma furnaces / J. Szekely, J. McKelliget and M. Choudhary // Ironmaking and Steelmaking. – 1983, Vol. 10, No.4. – P. 169-179.

61. Henning B. DC furnace containment vessel design using computational fluid dynamics / B. Henning, M. Shapiro and L.A. le Grange // Proceedings: Tenth International Ferroalloys Congress; INFACON X: ‘Transformation through Technology’ – 1 – 4 February 2004 Cape Town, South Africa. – P. 565-574.

62. Alexis J. Modeling of heat transfer from an electric arc – a simulation of heating – Part I / J. Alexis, M. Ramirez, G. Trapaga and P. Jonsson // Electric Furnace Conference Proceedings. –1999. – P. 279-287.

63. Alexis J. Modeling of a DC Electric Arc Furnace – Heat Transfer from the Arc / J. Alexis, M. Ramirez, G. Trapaga, and P. Jonsson // ISIJ International. – 2000, Vol. 40, No. 11. – P. 1089-1097.

64. Ramirez M. Effects of the Arc, Slag and Bottom bubbling of argon on the fluid flow and heat transfer of a DC EAF Bath – Part II / M. Ramirez, G. Trapaga, J.

Alexis, and P. Jonsson // Electric Furnace Conference Proceedings. – 1999. – P. 751Ramirez M. J. Fluid flow and heat transfer in steel or steel/slag baths of a DC electric arc furnace under the influence of the arc and gas injection / M. Ramirez, G.

Trapaga, and McKelliget // Paper presented at the Brimacombe Memorial Symposium.

– 4 October 2000. Vancouver, British Columbia, Canada. – P. 14-18.

66. Карпенко Е.И., Мессерле В.Е. Плазменно – энергетические технологии топливо – использования. – Новосибирск: Наука. Сибирское предприятие РАН, 1998;

металлургических процессов / Г.Б. Синярев, Н.А. Ватолин, Б.Г. Трусов, Г.К.

Моисеев. – М.: Наука, 1982. – 263 с.;

68. Синярев Г.Б. Полные термодинамические функции и использование их при расчёте равновесных состояний сложных термодинамических систем // Изв. вузов. Транспортное и энергетическое машиностроение. – 1966. - № 2. – С.

99-110;

69. Синярев Г.Б., Слынько Л.Е., Трусов Б.Г. Принципы и метод определения параметров равновесного состояния // Труды МВТУ. – 1978. - № 268.

– С. 4-21;

70. Рождественский И.Б., Олевинский К.К., Шевелев В.Н. Состав и Исследования по термодинамики. – М.: Наука, 1973. – С. 49-55;

71. Термодинамические и теплофизические свойства продуктов сгорания / В.Е. Алемасов, А.Ф. Дрегалин, А.П. Тишин, В.А. Худяков, - М.: ВИНИТИ АН СССР, 1971-1978. – Т. 1-4;

72. Сурис А.Л. Алгоритм термодинамического расчёта многофазных, многокомпонентных систем // II Всесоюз. симпоз. по плазмохимии. – Рига:

Зинатне, 1975. – Т. 2. – С. 198;

73. Ватолин Н.А., Моисеев Г.К., Трусов Б.Г. Термодинамическое моделирование в высокотемпературных неорганических системах. – М.:

Металлургия, 1994. – 352 с.;

74. Исламов С.Г., Суслов В.А., Иванов В.В. Расчёт пылеугольной газификации с использованием равновесной модели // Химия твёрдого топлива. – 1987. - № 4. – С. 103-106;

75. Разина Г.Н., Федосеев С.Д., Рождественский И.Б., Будко Н.А.

Термодинамический анализ процесса плазменного пиролиза углей // Химия твёрдого топлива. – 1989. - № 3. – С. 137-143;

76. Георгиев И., Михайлов Б.И. Влияние температуры и состава среды на энергозатраты при плазменной газификации бурых углей различного качества // Изв. СО АН СССР. Сер. техн. наук. – 1987. – Вып. 4, № 15. – С. 83-89;

77. Целищев П.А., Абаев Г.Г. Состав продуктов и энергетические показатели окисления твёрдого топлива // Плазменная газификация и пиролиз низкосортных углей. – М.: ЭНИН им. Г.М. Кржижановского, 1987. – С. 7-21;

78. Каганович Б.М., Филиппов С.П., Анциферов Е.Г. Эффективность энергетических технологий: термодинамика, экономика, прогнозы. – Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1989. – 256 с.;

79. Жолудов Я.С., Тальнова Г.Н., Чернявский Н.Н. Высокотемпературная газификация углей Донецкого бассейна // Химия твёрдого топлива. – 1987. - № 3.

– С. 130-142;

80. Ефремов Ю.М., Суслов А.А. Термодинамический анализ газификации угля // Химия твёрдого топлива. – 1987. - № 3. – С. 130-136;

81. Богачева Т.М., Петухов В.И., Целищев П.А., Абаев Г.Г. Параметры ТЭС на синтез-газе // Теплогидродинамические процессы в элементах энергооборудования электростанций. – ЭНИН им. Г.М. Кржижановского, 1988. – С. 5-18;

82. Чмель В.Н., Дунаевская Н.И., Огий В.Н., Барбышев Б.Н. Повышение эффективности сжигания низкосортных топлив методом термохимической обработки // Изв. вузов. Энергетика. – 1985. - № 3. – С.96-100;

83. Войчак В.П., Устименко Б.П., Карпов Е.Г., Гончаров А.Г. Техникоэкономические показатели процесса плазменной газификации экибастузских углей // Плазменная активация горения углей. – Алма-Ата: КазНИИЭ, 1989. – С.

134-144;

84. Исследование плазменной газификации углеродсодержащих техногенных отходов / А.С. Аньшаков, В.А. Фалеев, А.А. Даниленко и др. // Теплофизика и аэромеханика, 2007, том 14, № 4, - С. 639 – 644;

85. Electric-arc steam heater with copper tubular electrodes / А. С. Аньшаков, Э.К. Урбах, С. И. Радько, А.Э. Урбах, В.А. Фалеев, Т. Ма, Ф. Хин // Contr. papers VIIth Int. Conf. “Plasma Physics and Plasma Technology” (Minsk, Belarus, Sept. 17 – 21, 2012). - Minsk: \"Kovcheg”, 2012. – vol. II. - pp.727–729;

86. Energy characteristics of the arc plasmatrons at a change in geometry of a discharge chamber / А. С. Аньшаков, Е.К. Урбах, В. С. Чередниченко, С. И. Радько, А.Э. Урбах // Proceedings of the XVII Congress 21-25 may, 2012 St.Petersburg. - С.Петербург: Изд-во СПбГЭТУ \"ЛЭТИ\", 2012. - C. 138-144;

87. Plasma electric furnace for processing/utilization of carbon-bearing anthropogenic wasteso / М.Г. Кузьмин, В. С. Чередниченко, А. С. Аньшаков, А. И.

Алиферов, П. В. Домаров, С. И. Радько, И Др. // Proceedings of the XVII Congress 21-25 may, 2012 St.Petersburg. - С.-Петербург: Изд-во СПбГЭТУ \"ЛЭТИ\", 2012. C. 127-131;

88. Энергетические характеристики пароводяного плазмотрона мощностью до 100 кВт / А. С. Аньшаков, Э.К. Урбах, С. И. Радько, Э.К. Урбах, В.А. Фалеев // Наноматериалы и технологии. / Сб. тр. 4-й Всеросс. научной конф.

с межд. участием. 28-30 августа 2012 г., г. Улан-Удэ. - Улан-Удэ : Изд-во БГУ, 2012.- С. 35-73;

89. Плазменная газификация техногенных отходов для получения тепловой и электрической энергии / А. С. Аньшаков, А. И. Алиферов, С. И.

Радько, А. К. Кычкин, Э. К. Урбах, А. Э. Урбах, В. А. Фалеев //. - VI Евразийский Симпозиум "EURASTRENCOLD-2013", 24-29 июня 2013 г., г.Якутск / Труды VI Евразийского симпозиума по проблемам прочности материалов и машин для регионов холодного климата. - Якутск: Ин-т Физико-Технических проблем Севера им. В.П.Ларионова СО РАН, 2013. - Т.2. - С. 53-59.

90. Аньшаков А.С., Урбах Э.К., Радько С.И. и др. Генератор плазмы водяного пара для газификации твёрдых топлив. // Теплоэнергетика. 2013. №12.

С.5–6;

91. Аньшаков А.С., Урбах Э.К., Радько С.И. и др. Электрические и тепловые характеристики генератора плазмы водяного пара с медными трубчатыми электродами / Известия вузов. Физика, 2014, №1/2, с. 44-47.

92. А.С. Аньшаков, Э.К. Урбах, С.П. Ващенко и др. Исследование сильноточной дуги в гелии // Теплофизика и аэромеханика, 2009, том 16, № 4, с.

687-689;

93. Плазмотрон струйно-плавильный (патент РФ № 2464748) / А.С.

Аньшаков, Э.К. Урбах, А.Э. Урбах и др. – 2010г;

94. Свенчанский А.Д. Электрические промышленные печи. – М.: Энергия, 1975. – 380 с.;

95. Аньшаков А.С., Урбах Э.К. Исследование теплового механизма эрозии цилиндрического катода в технологических плазмотронах // Низкотемпературная плазма. 2004. Т. 20;

96. Ковалёв А.П. Парогенераторы / А.П. Ковалёв, Н.С. Лелеев, М.Д.

Панасенко и др.; под ред. А.П. Ковалёва. – М.: Энергия, 1966. – 448 с.;

97. Михайлов Б.И. Исследование пульсаций в парогенерирующих трубках // Изв. СО АН СССР. Сер. техн. наук. - 1985. - N° 10, вып. 2. - С. 43-47.;

98. Лебедев И.К. Гидродинамика паровых котлов / И.К. Лебедев. – М.:

Энергоатомиздат, 1987. – 238 с.;

99. Хабенский В.В., Балдина О.М. Анализ пульсаций расхода в системе параллельных парогенерирующих труб. // ИФЖ. – 1969. – Т. XVII, № 5. – с. 819 – 828;

обогреваемых трубах мощных парогенераторов / Н.С. Лелеев. – М.: Энергия, 1978. – 288 с.;

101. Чередниченко В.С., Аньшаков А.С., Кузьмин М.Г. Плазменные электротехнологические установки: учебник для вузов. Новосибирск: Изд-во НГТУ, 2008. – 602 с.;

температуры цилиндрических электродов на их эрозию // Изв. СО АН СССР. Сер.

техн. наук. – 1985. - № 10, вып. 2. – С. 69-73;

103. Дутова, О.С. Термомеханические процессы в материале электрода плазмотрона: автореф. канд. техн. наук: 01.04.14 / Дутова Ольга Степановна. – Новосибирск: ИТ СО РАН, 2012, 20 с.;

104. Радько С.И. Тепловой расчёт составного трубчатого электрода в пароводяном плазмотроне // Научный вестник НГТУ. – 2013. - № 4(53);

105. Радько С. И. Анализ некоторых типов конструкций составного электрода пароводяного плазмотрона мощностью до 100 кВт / С. И. Радько, С. И.

Творогов; науч. рук. А. С. Аньшаков // Электроэнергетика : 8 междунар. науч.техн. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых «Энергия–2013», Иваново, 23–25 апр. 2013 г. : материалы конф. В 7 т. – Иваново : Изд-во ИГЭУ, 2013. – Т. 3, ч. 2. – С. 9-12;

106. Radko S. I. Optimal construction composite electrode steam plasmatorch / S. I. Radko, S. I. Tvorogov // The 8 international forum on strategic technologies (IFOST 2013) : proc., Mongolia, Ulaanbaatar, 28 June – 1 July 2013. – Ulaanbaatar, 2013. – Vol. 2. – P. 590-591;

107. Современные энергосберегающие технологии: учеб. пособие для ВУЗов/ Блинов Ю.И., Васильев А.С., Никаноров А.Н. и др. – СПб: Изд-во СПбЭТУ «ЛЭТИ», 2000. – 564 с.