CC BY
56
Список литературы
1. Электрические промышленные печи. Дуговые печи и установки специального нагрева / Свенчанский А.Д., Жердев И.Т., Кручинин А.М., Миронов Ю.М. и др.; под ред. Свенчанского А.Д.. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоиздат, 1981. 296 с.
2. Миронов Ю.М. Закономерности электрических режимов дуговых сталеплавильных электропечей // Электричество. 2006. №6. С. 56-62.
3. Моделирование электротехнических комплексов металлургических предприятий: учеб. пособие / Корнилов Г.П., Николаев А.А., Храмшин Т.Р., Мурзиков А.А. Магнитогорск: Изд-во Магнитогорск. гос. техн. унта им. Г.И. Носова, 2012. 235 с.
4. Тельный С.И. К теории трёхфазной дуговой печи с непроводящей подиной // Электричество. 1954. №12. С. 38-42.
5. Эксплуатационное реактивное сопротивление дуговой сталеплавильной печи / Пирогов Н.А., Хаинсон А.В., Робинович В.Л., Дрогин В.И. // Актуальные проблемы создания дуговых и рудно-термических печей. М.: Энергоиздат, 1984.
6. Кручинин А.М. К вопросу проектирования электрического режима дуговой сталеплавильной печи на основе теплообменной модели дуги // Электрометаллургия. 2010. №7. С. 2-8.
7. Тулуевский Ю.Н., Зинуров И.Ю. Инновации для дуговых сталеплавильных печей. Научные основы выбора: монография: Новосибирск: Изд-воНГТУ, 2010. 347 с.
8. Кочкин В.И., Нечаев О.П. Применение статических компенсаторов реактивной мощности в электрических сетях энергосистем и предприятий. М.: Изд-во НЦ ЭНАС, 2002. 248 с.
9. Николаев А.А. Повышение эффективности работы статического тиристорного компенсатора сверхмощной дуговой сталеплавильной
печи: дис. ... канд. техн. наук: спец. 05.09.03. Магнитогорск, 2009.
References
1. Electric industrial furnaces. Arc furnaces and special heating / Svenchan-sky A.D., Zherdev I.T., Kruchinin A.M., Mironov Y.M. and others, ed. Svenchanskogo AD. 2nd ed., Rev. and add. // Energoizdat. 1981. 296 p.
2. Mironov Y.M. Patterns of electric arc steel furnaces modes // Electricity, 2006, № 6. pp. 56-62
3. Kornilov G.P., Nikolaev A.A., Hramshin T.R., Murzikov A.A. Modeling complex electrical steel plants: studies. allowance. Magnitogorsk: Publ. Magnitogorsk State Technical University after G.I Nosov, 2012. 235 p.
4. Tel'nyj S.I. The theory of the three-phase arc furnace with a non-conductive hearth / / Electricity. 1954. №12. pp. 38-42.
5. Operational reactance EAF / Pirogov N.A., Hainson A.V., Robinovich V.L., Drogin V.I. In Sat: Topical problems of creating arcs and ore-heat treatment furnaces. Energoizdat, 1984.
6. Kruchinin A.M. On the design of the electric arc furnace mode based heat transfer model of the arc // Electrometallurgy. 2010. №7. pp. 2-8.
7. Tuluevsky J.N., Zinur I.Y. Innovations for electric arc furnaces. Scientific bases of choice: monograph: Novosibirsk. Publishing house of the NSTU. 2010. 347 p.
8. Kochkin V.I., Nechaev O.P. The use of static reactive power compensators in electric power systems and enterprise networks. Moscow. Publ. NC ENAS. 2002. 248 p.
9. Nikolaev A.A. Improving the efficiency of static thyristor compensators
superpowerful electric arc furnace: Diss..... Candidate. tech. sciences on
spec. 05.09.03. Magnitogorsk, 2009.
УДК 621.313.292.001.2 Вигриянов П.Г.
ОЦЕНКА ПУЛЬСАЦИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО МОМЕНТА УПРАВЛЯЕМЫХ ДЕВЯТИФАЗНЫХ ВЕНТИЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ОТКАЗАХ ТИПА «КОРОТКОЕ ЗАМЫКАНИЕ»
Аннотация. В статье изложены результаты расчета пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента управляемого девятифазного вентильного двигателя с разомкнутой обмоткой якоря, питающейся от двух источников, для заданного диапазона частот вращения при изменении угла управления коммутацией в пределах одного межкоммутационно-го интервала для отказов «короткое замыкание силового ключа полупроводникового коммутатора» и «короткое замыкание фазы электромеханического преобразователя».
Ключевые слова: девятифазный вентильный двигатель, электромагнитный момент; пульсации момента; отказ элемент; короткое замыкание ключа полупроводникового коммутатора; короткое замыкание фазы электромеханического преобразователя.
Vigriyanov P.G.
ELECTROMAGNETIC TORQUE PULSATIONS ARE DRIVEN BY MOTORS NINE-PHASE FAILURE OF THE «SHORTCUT CIRCUIT»
Abstract. The article presents the results of calculation of the current ripple component of the electromagnetic torque controlled nine-phase valve engine with an open wound armature is powered by two sources for a given speed range when the angle switching control in a single intercommutating interval for failure, «a short circuit of the power semiconductor switch key» and «short-circuit phase electromechanical transducer».
Keywords: nine-phase valve engine, the electromagnetic torque, pulse time, the refusal element; short key semiconductor switch, a short circuit phase electromechanical transducer.
Применение управляемых вентильных двигателей В настоящее время к управляемым ВД предъяв-
(ВД) в системах автоматического управления и регули- ляются повышенные требования по надежности и
рования или в непосредственном приводе высококаче- величине пульсаций электромагнитного момента.
ственных магнитофонов и дисководов требует тща- Они могут быть удовлетворены путем увеличения
тельного исследования величины пульсаций электро- числа фаз электромеханического преобразователя
магнитного момента в зависимости от числа фаз и спо- (ЭМП). При этом критериями оптимальности высту-
собов их коммутации, величины индуктивности об- пают составляющие надежности в различных их соче-
мотки, формы фазных ЭДС, угла управления коммута- таниях и соответствующие этим составляющим локацией [1-3]. В научной и технической литературе чаще затели надежности (чаще всего это вероятность без-
всего рассматриваются конкретные варианты исполне- отказной работы (например, р=0,9990-0,9999), нара-
ния ВД и проводится исследование влияния одного из ботка до отказа (например, 12.000-20.000 ч), средний
этих факторов нахарактеристики исправной машины. срок сохраняемости (например 12-18 лет). Выполнить
+ ЭМП
+ 1 к +
л ) 9
-К ) у 8 +
+ ч ) г'
4} /г* V
5 / л6
- -
Рис. 1. Схема включения разомкнутой обмотки якоря, питающейся от двух источников, соединенных разноименными шинами
такие требования по надежности двигателей при современном уровне развития электромашиностроения для исправного состояния машины невозможно [4, 5], однако они могут быть обеспечены, если допустить в многофазных ВД отказ одного или нескольких элементов. Однако для определения работоспособного состояния двигателя при отказах необходимо иметь количественную оценку энергетических параметров и выходных координат двигателя [6]. Величина пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента часто является критерием оценки работоспособности многофазных ВД и определяет выбор схемы соединения, способа питания, числа фаз обмотки якоря электромеханического преобразователя и алгоритмов коммутации.
В работе [7] показано, что подавляющее большинство отказов элементов схемы ВД могут быть сведены к четырем основным видам отказов силовой части машины: обрыв и короткое замыкание силового ключа полупроводникового коммутатора (ОК и КК), обрыв и короткое замыкание фазы электромеханического преобразователя (ОФ и КФ). По характеру проявления отказов их можно разделить на два вида: отказы типа «обрыв» (это ОК и ОФ) и отказы типа «короткое замыкание» (КК и КФ). По статистическим данным [4] для машин систем автоматики в 30% случаев отказов наблюдается короткое замыкание обмотки, если в процессе эксплуатации нагрузки не превышали допустимых уровней.
Постановка задачи. Требуется оценить величину пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента управляемых девятифазных ВД с разомкнутой схемой обмотки якоря, питающейся от двух источников, при полной коммутации для исправной машины при отказах элементов силовой части типа «короткое замыкание».
Рассмотрим влияние отказов на пульсации момента при питании обмотки якоря от двух источников, соединенных разноименными шинами, подключенными к средней точке разомкнутой обмотки (рис. 1). Полупроводниковый коммутатор (ПК) такого двигателя состоит из девяти стоек, каждая из которых имеет два силовых ключа (¥Т\и УТ2), соединенных последовательно. Концы фаз обмотки якоря соединены в общую точку, к которой подключены объединенные шины источников питания. Начала фаз соединяются со средней точкой своей стойки. При работе двигателя силовые ключи каждой стойки полупроводникового коммутатора УТ1, УТ2 работают поочередно. При открывании верхнего ключа ¥Т\ начало фазы подключается к положительной шине источника питания и1, конец фазы постоянно соединен к средней точке обмотки и в данном состоянии к отрицательной шине источника и1. Для реверсирования тока необходимо открыть нижний ключ УТ2, который подключает начало фазы к отрицательной шине второго источника и2. На конец фазы подается положительное напряжение того же источника.
Отказ «короткое замыкание ключа ПК» возникает в том случае, если в процессе работы происходит пробой любого из пары силовых ключей стойки ПК. При этом фаза постоянно подключена к одной из шин источника питания. На одной половине тактов коммутации, когда должен был быть открытым отказавший ключ, двигатель работает так же, как и в исправном состоянии. На остальных тактах коммутации, где отказавшая фаза должна была отключаться от источника или должна бы подключаться исправным ключом к шине другой полярности, она остается подключенной к шине той же полярности, что и на предыдущих тактах. Таким образом, при коротком замыкании любого из силовых ключей одной стойки ПК напряжение на отказавшей фазе в течение всех тактов периода повторяемости остается неизменным.
При отказе «короткое замыкание фазы ЭМП» открытое состояние любого ключа стойки ПК приводит к короткому замыканию одного из источников питания. Поэтому при разработке схемы управления ключами ПК вместе с защитой от сквозных токов должна быть предусмотрена защита ключей при этом отказе. Тогда фаза отключается от источников питания, а протекающий по ней переменный ток определяется величиной и формой фазной ЭДС. Остальные фазы обмотки работают точно так же, как и в исправной машине.
Для выяснения влияния отказов «короткое замыкание ключа ПК» и «короткое замыкание фазы ЭМП» на величину пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента нашего двигателя воспользуемся программным обеспечением, разработанным на основе общей методики исследования электромагнитных процессов многофазных ВД двигателей по мгновенным значениям координат в нормальных и аварийных режимах работы [8].
Расчет пульсаций момента проводится в такой последовательности. Сначала рассчитываем мгновенные значения фазных координат и электромагнитного момента двигателя в исправном состоянии при заданной относительной частоте вращения и угле управления коммутацией, затем вводим метку отказа и определяем период повторяемости электромагнитных процессов (его первый и последний такты). После этого проводим расчет мгновенных значений фазных токов и ЭДС, а затем мгновенных значений электромагнитного момента на периоде повторяемости электромаг-
нитных процессов, последовательно переходя от начального такта коммутации до конечного такта. В результате получаем зависимости мгновенного значения токовой составляющей электромагнитного момента от угла поворота ротора для каждого вида отказа. Пример таких зависимостей для одной из частот вращения при заданной величине угла управления коммутацией 9у приведен на рис. 2. После этого определяем минимальное (тт;п), максимальное (ттах) значения момента и проводим численное интегрирование для определения среднего значения момента на периоде повторяемости (тср).
ж ^и,кк
КФ КФ
КК
7г/3
2л/3 л 4л/3
Угол поворота ротора, рад.
5л/3
2 л
Рис. 2. Пульсации токовой составляющей электромагнитного момента ВД в исправном состоянии (И) и отказах элементов силовой части «короткое замыкание ключа ПК» (КК), «короткоезамыканиефазы ЭМП» (КФ) (при $=0,25; У=0,4; 8У=0)
Величину пульсаций электромагнитного момента будем оценивать по отношению разности максимального и минимального моментов к среднему моменту, выраженному в процентах
Ат = (ттах - ттш) /тср) 100%.
Рассмотрим пульсации момента девятифазных управляемых ВД в исправном состоянии и в случаях отказов элементов силовой части типа «обрыв» при регулировании угла управления коммутацией в пределах одного МКИ при одинаковой величине индуктивности фаз обмотки якоря. Индуктивность обмотки удобно учитывать при помощи коэффициента ^, который по своей сути является относительным индуктивным сопротивлением фазы обмотки якоря при базовой частоте вращения. Относительная угловая частота вращения определяется по выражению
V = Ет
и/
где Ет - амплитуда ЭДС основной гармоники фазы; ип - номинальное напряжение питания двигателя.
На рис. 3 приведены зависимости относительных пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента Ат, %, в случаях отказов «короткое замыкание ключа ПК» и «короткое замыкание фазы ЭМП» при регулировании угла управления коммутацией в пределах одного МКИ
Ат = /(V, 0у) при ^=сош1
Длительность одного МКИ в девятифазных двигателях при симметричной коммутации составляет А = я/9 (или 20°). При этом угол управления коммута-
цией будем изменять в пределах 9у = ±л/18 (±10°) относительно нейтральной коммутации (0у=0). Задаем диапазон частот вращения V=0,05-0,85 и величину относительной индуктивности обмотки якоря £, = 0,25.
Сначала проведем оценку относительной величины пульсаций момента при нейтральной коммутации. В случае отказа «короткое замыкание ключа ПК» (рис. 3, а) величина пульсаций момента по мере роста частоты вращения монотонно увеличивается с 42,4% (при V=0,05) до 179,8% (при Р=0,85). Регулирование угла управления в любую сторону от нейтральной коммутации при любой частоте вращения ведет к росту
уровня пульсаций. При
этом величина пульсаций при изменении угла управления в сторону отстающей коммутации во всем диапазоне частот вращения больше, чем при опережающей коммутации. Если при меньшей частоте вращения это различие не велико - 49,8 и 47,3%, то по мере её роста увеличивается в полтора раза и для большей частоты вращения составляет 250 и 161,6%.
Полученные зависимости позволяют определить области, в которых величина пульсаций не превышает некоторого заданного уровня. Например, пульсации не превышают 100% при любом угле управления для опережающей коммутации до частоты вращения V=0,65 и до V=0,55 для отстающей коммутации. Таким образом, можно определить диапазоны изменения частоты вращения и угла управления коммутацией при заданной предельной величине пульсаций электромагнитного момента.
В случаях отказов «короткое замыкание ключа ПК» при изменении угла управления коммутацией в пределах одного МКИ для выбранного диапазона частот вращения получаем в уровень пульсаций электромагнитного момента управляемого девятифазного ВД в пределах 42,4-250%.
В случаях отказов «короткое замыкание фазы ЭМП» (рис. 3, б) наблюдаются аналогичные закономерности, но имеются количественные различия. Так, при нейтральной коммутации уровень пульсаций момента увеличивается с 20,3% (при V=0,05) до 85,0% (при Р=0,85). Характер изменения величины пульсаций момента сохраняется как при нейтральной коммутации, так и при регулировании угла управления коммутацией в сторону опережения и отставания, только величины пульсаций момента при коротком замыкании фазы будут меньше, чем при коротком замыкании ключа. В случае нейтральной коммутации величины пульсаций уменьшаются на 22,1 и 94,8% при частотах вращения соответственно 0,05 и 0,85. Для предельных величин угла отстающей и опережающей коммутации получим соответственно 22,5; 126,3 и 22,8; 85%. Таким образом, величина пульсаций электромагнитного момента при коротком замы-
кании фазы примерно в два раза меньше, чем при коротком замыкании силового ключа ПК.
а
Рис. 3. Пульсации электромагнитного момента девятифазного ВД при отказах «обрыв ключа ПК» (а) и «обрыв фазы ЭМП» (б) при $=0,25; 1/=0,05-0,85; 9У=±10°
В случаях отказов «короткое замыкание фазы ЭМП» при изменении угла управления коммутацией в пределах одного МКИ для выбранного диапазона частот вращения получим уровень пульсаций электромагнитного момента управляемого девятифазного ВД в пределах 20,3-123,7%.
Для сравнения величины пульсаций при отказах элементов с величиной пульсаций исправной машины следует добавить, что при нейтральной коммутации величина пульсаций увеличивается с 1,6% ^=0,05) до 2,0% (Г=0,85). А для предельных углов управления с ростом частоты вращения величина пульсаций сначала уменьшается с 6,2% (Г=0,05) до 4,2% (Г=0,55), а затем увеличивается до 5,4% (Г=0,85) для отстающей коммутации. Для опережающей коммутации пульсации момента так же сначала уменьшаются с 4,9%^=0,05) до 3,0% (V=0,55), а затем увеличиваются до 3,6% (V=0,85).
Сравнение величины пульсаций момента исправного ВД с пульсациями в аварийных режимах работы дает следующий результат. В случае отказа «короткое замыкание ключа ПК» величина пульсаций момента при отстающей, нейтральной и опережающей коммутации по сравнению с исправным двигателем при одинаковых условиях увеличивается соответственно в 10-46; 14-93 и 14-46 раз. В случае отказа «короткое замыкание фазы ЭМП» при отстающей, нейтральной и опережающей коммутации пульсации увеличиваются намного меньше: в 5-23, 7-44 и 7-22 раза.
Поскольку величина пульсаций момента часто является критерием оценки работоспособного состояния управляемого ВД, то полученные результаты могут быть использованы в качестве такового при разработке вентильных электроприводов повышенной надежности.
Выводы:
1. Получены зависимости величины пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента девятифазных управляемых ВД малой мощности с гальванически развязанными фазами обмотки якоря для выбранного диапазона частот вращения при регулировании угла управления коммутацией в пределах одного МКИ.
2. Проведена оценка влияния отказов типа «короткое замыкание» на величину пульсаций электромагнитного момента при постоянной индуктивности обмотки якоря. Установлена степень влияния этих отказов на величину пульсаций управляемых девятифазных ВД.
3. Предложено использовать величину пульсаций электромагнитного момента в качестве критерия оценки работоспособного состояния ВД в аварийных режимах работы.
Список литературы
1. Балагуров В.А., Гридин В.М., Лозенко В.К. Бесконтактные двигатели постоянного тока. М.: Энергия, 1975. 128 с.
2. Овчинников И.Е., Лебедев Н.И. Бесконтактные двигатели постоянного тока. Л.: Наука, 1979. 270 с.
3. Управляемые бесконтактные двигатели постоянного тока / Н.П. Ад-волоткин, В.Т. Гращенков, Н.И. Лебедев, И.Е. Овчинников, А.К. Сты-цына. Л.: Энергоатомиздат, 1984. 160 с.
4. Белецкий В.В. Теория и практические методы резервирования радиоэлектронной аппаратуры. М.: Энергия, 1977. 104 с.
5. Хазов Б.Ф., Дидусев Б.А. Справочник по расчету надежности машин на стадии проектирования. М.: Машиностроение, 1986. 224 с.
6. Сандалов В.М. Резервированные электроприводы на базе вентильных двигателей: автореф. дис. ... канд. техн. наук. Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2000. 18 с.
7. Вигриянов П.Г. Электромагнитные процессы многофазных вентильных двигателей: монография. Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2007. 143 с.
8. Вигриянов П.Г. Исследование электромагнитных процессов вентильных двигателей: монография. Челябинск: Издательский центр ЮУрГУ, 2010. 161 с.
References
1. Balagurov V.A., Gridin V.M., Lozenko V.K. Contactless DC motors. Moscow: Energiya, 1975. 128 p.
2. Ovchinnikov I.E., Lebedev N.I., Contactless DC motors. Leningrad: Nauka, 1979. 270 p.
3. Managed contactless DC motors. Advolotkin N.P., Graschenkov V.T. Lebedev N.I., Ovchinnikov I.E., Stytsyna A.K. L.: Energoatomizdat, 1984. 160 p.
4. Beletsky V.V. The theory and practical methods of backup electronic equipment. Moscow: Energiya, 1977. 104 p.
5. Khazov B.F., Didusev B.A. Guide to the calculation of the reliability of machines at the design stage. Moscow: Mashinostroenie, 1986. 224 p.
6. Sandalov V.M. Redundant electric motors based on the gate: summary of the thesis. ... Candidate. Technical. Sciences. Chelyabinsk: Publishing
House of the South Ural State University, 2000. 18 p. State University, 2007. 143 p.
7. Vigriyanov P.G. The electromagnetic processes of multiphase valve en- 8. Vigriyanov P.G. The study of electromagnetic processes valve engines: a gines: a monograph. Chelyabinsk: Publishing House of the South Ural monograph. Chelyabinsk: Publishing Center sUR-MG, 2010. 161 p.
УДК 66.046.1
Нешпоренко Е.Г., Картавцев C.B., Сысуев Н.Е.
ОБОСНОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РЕГЕНЕРАЦИИ ТЕПЛОТЫ ЧЕРЕЗ ПЕРФОРИРОВАННЫЕ ОГРАЖДЕНИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ УСТАНОВОК
Аннотация. В данной работе производится обоснование эффективности регенерации теплоты через перфорированные ограждения высокотемпературных установок в условиях обработки расплавленного материала. Целью исследования является определение возможности снижения тепловых потерь через ограждение реактора с одновременным снижением расхода первичного энергоресурса.
Ключевые слова: энергосбережение, регенерация теплоты, перфорированное ограждение, теплотехнология. Neshporenko E.G., Kartavtsev S.V., Sysuev N.E.
EVALUATION OF THE EFFECTIVENESS OF HEAT RECOVERY THROUGH THE PERFORATED FENCE HIGH-TEMPERATURE INSTALLATIONS
Abstract. In this paper is evaluation of the effectiveness of heat recovery through the perforated fence establish high-ments to the processing conditions of the molten material. The aim of the study is to identify opportunities to reduce heat loss through the fenced-denie reactor while reducing consumption of primary energy resources.
Keywords: energy, heat recovery, perforated fence thermal technology.
Задачи рационального использования минеральных и энергетических ресурсов в настоящее время наиболее значимы при производстве конечной продукции. Особенно это актуально для теплотехнологического комплекса черной металлургии, который является одним из крупнейших потребителей первичных природных ресурсов.
Значительная интенсивность процессов получения продукта приводит к необходимости применения принудительного охлаждения ограждений высокотемпературных технологических промышленных установок (ВТПУ), в которых реализуются главные теплотехнологические стадии обработки материалов. При этом увеличиваются тепловые потери через ограждения.
Применение водяного охлаждения (кессоны, панели) основных элементов конструкций в теплотехнических объектах черной металлургии увеличивает потери тепла через ограждения, но спасает их от физического износа. Например, в тепловом балансе доменной печи потери тепла с охлаждающей водой составляют 3-5%, в мартеновской печи 15-30%, в нагревательной печи прокатных станов 20-30%, в рудовосстановительных электропечах 8-12%, в сталеплавильных печах 17-20% [1], а в печах цветной металлургии применение гарнисажа привело к возрастанию этих потерь от 12-15 до 40-75% [2-5].
Учет тепловых потерь в окружающую среду во многом определяет видимый расход топлива на процесс. Особенно это актуально для процессов, в которых химическая энергия топлива не может быть полностью использована, например в восстановительных процессах жидкофазного получения чугуна.
Высокие температуры расплавленных материалов (1200-1800°С) обусловливают значительные потери
теплоты через ограждения реакторов, которые находятся в непосредственном контакте с расплавами. Известные теплотехнические принципы регенерации тепловых потерь в окружающую среду, такие как «температурный барьер», фильтруемое и пористое ограждение, перфорированный слой технологического материала, могут быть применены только в низкотемпературном диапазоне процесса регенерации теплоты в высокотемпературных технологических промышленных установках, содержащих расплав.
В работах [6-8] на «теплой» модели ВТПУ, содержащей расплав, проведены экспериментальные исследования процесса снижения тепловых потерь через ограждения на всём температурном диапазоне. Эксперименты показали возможность осуществления такого процесса путем применения перфорированного ограждения в условиях прямого соприкосновения с расплавом технологического материала.
С теплотехнической точки зрения тепловые потери через ограждения могут быть регенерированы по разным направлениям, например для нагрева входящих потоков. Наиболее выгодным следует считать предварительный нагрев и термохимическую регенерацию входящего потока топлива, поскольку это позволит увеличить температуру его горения. Как известно, высокая температура способствует увеличению скорости химических реакций и, как следствие, приводит к увеличению удельной производительности установки.
Таким образом, обозначен способ регенерации тепловых потерь в окружающую среду применительно к реакторам, содержащим расплав. Обоснуем теоретически эффективность регенерации теплоты через перфорированные ограждения высокотемпературных установок.
