Современные технологии сталеплавильного производства

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

ЗАДАНИЕ

1. Разработать технологию выплавки стали марки 08Ю в конвертере садкой 350 т, при верхней кислородной продувке с интенсивностью 3,0 м3/т·мин, принять долю чугуна в металлозавалке 80%.

2. Предусмотреть в процессе плавки использование угля ССО. Расход угля 0,6%.

3. Состав чугуна, %: Si - 0,68; Mn - 0,41; S - 0,013; P - 0,086.

4. Известь: CaO - 89,6%; ППП - 9,2%; РСМ - 1:14 мин; РСГ - 80 гр;

5. Расход ФОМИ - 1,4%.

6. Расход электродного боя - 0,3%.

В соответствии с требованиями, утвержденными на заседании кафедры, курсовой проект, представленный к защите в комиссии, должен содержать следующие разделы:

1. Расчет материального баланса плавки;

2. Расчет теплового баланса;

3. Разработка технологии конвертерной плавки с пересчетом расходных коэффициентов, полученных в пункте 1, на садку конвертера;

4. Расчет основных размеров конвертера;

5. Расчет сопла Лаваля, выбор и проектирование кислородной фурмы;

6. Выбор и обоснование типа и конструкции футеровки, способов "горячих" ремонтов;

7. Выбор и обоснование системы газоочистки;

8. Графическая часть проекта (1 лист - 3 проекции агрегата, 2 лист - разрез по футеровки и головке кислородной фурмы).

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

1. Расчет материального баланса

1.1 Исходные данные

1.2 Расчет технологических параметров периода нагрева лома

1.3 Расчет технологических параметров плавки

1.3.1 Определение среднего состава металлошихты и количествапримесей, окисляющихся к концу продувки

1.3.2 Определение расхода извести

1.3.3 Определение содержания окислов железа в шлаке

1.3.4 Предварительное определение количества и состава шлака в концу продувки

1.3.5 Определение состава металла в конце продувки

1.3.6 Определение содержания фосфора в металле

1.3.7 Определение содержания серы в металле

1.3.8 Определение угара примесей чугуна и количество образовавшихся окислов

1.3.9 Уточнение количества и состава конечного шлака

1.3.10 Баланс окислов железа в шлаке

1.3.11 Расчет технического расхода кислорода

1.3.12 Расчет количества и состав газов выходящих из горловины конвертера

1.3.13 Определение жидкого металла в конце продувки

1.4 Расчет раскисления и выхода годной стали

1.4.1 Расчет необходимого количества ферросплавов для раскисления

1.4.2 Проверка химического состава готовой стали

2. Расчет теплового баланса

2.1 Общий приход тепла на плавку

2.1.1 Физическое тепло подогретого лома

2.1.2 Физическое тепло жидкого чугуна

2.1.3 Химическое тепло металлошихты

2.1.4 Химическое тепло реакций шлакообразования

2.1.5 Физическое тепло миксерного шлака

2.1.6 Общий приход тепла на плавку

2.2 Расход тепла

2.2.1 Физическое тепло стали

2.2.2 Физическое тепло шлака

2.2.3 Тепло, уносимое отходящими газами

2.2.4 Тепло, уносимое выбросами металла

2.2.5 Тепло, уносимое пылью отходящих газов

2.2.6 Тепло диссоциации извести

2.2.7 Тепло диссоциации окислов железа, внесенных шихтой и футеровкой

2.2.8 Тепло, уносимое корольками

2.2.9 Тепло, уносимое отходящими газами периода прогрева лома

2.2.10 Общий расход тепла

2.2.11 Избыток тепла

3. Расчет основных размеров кислородного конвертера

4. Расчет параметров и конструирование кислородной фурмы

4.1 Расчет сопла Лаваля

4.2 Разработка конструкции наконечника и фурмы

4.3 Расчет расхода воды на охлаждение фурмы

4.4 Определение рабочего давления кислорода перед гибким шлангом фурмы

5. Разработка технологии конвертерной плавки

5.1 Шихтовые материалы для выплавки стали

5.2 Добавки, шлакообразующие материалы и ферросплавы

5.3 Шихтовка плавки и загрузка конвертера

5.4 Режим ведения плавки

5.5 Технология выплавки стали марки 08Ю

5.6 Выпуск плавки

5.7 Раскисление стали

6. Футеровка кислородного конвертера

6.1 Материалы, применяемые для футеровки конвертера

6.2 Огнеупорные растворы и массы

6.3 Конструкция футеровки конвертера

6.4 Ремонт футеровки конвертера

7. Газоотводящий тракт конвертера

7.1 Охлаждение конвертерных газов

7.2 Установки без дожигания оксида углерода

Список литературы

ВВЕДЕНИЕ

Общая схема современного производства стали, которая включает в себя технологические этапы подготовки шихтовых материалов, выплавки стали в кислородных конвертерах, мартеновских или электродуговых печах, выпуска и доводки стали в ковше (коррекция химического состава и температуры стали), а также разливку на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) или в слитки, в обобщенном виде представляет собой технологический цикл нагрева исходных шихтовых и вспомогательных материалов и последующего охлаждения конечной заготовки.

Кислородно-конвертерный процесс занимает первое место в мировой практике благодаря высоким технико-экономическим показателям и представляет собой сочетание технологий выплавки, внепечной обработки и непрерывной разливки.

Преимущества кислородно-конвертерного способа производства стали: более высокая производительность одного работающего агрегата; экологическая чистота; простота управления; низкие удельные капиталовложения, мощность производства высококачественной стали широкого сортамента из чугуна различного химического состава; переработка относительно большого количества металлолома. Все это обеспечило его быстрое распространение в мире.

Сочетание конвертеров с установками непрерывной разливки стали позволило снизить расход металла на прокат на 14-15%, повысить производительность труда на 5-15%, уменьшить затраты условного топлива на 60-70 кг/т заготовок.

В будущем предусматривается повысить долю стали, выплавляемой в конвертерах, значительно увеличить также долю стали, разливаемой непрерывным способом и обработанной различными внепечными методами.

1. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА

1.1 Исходные данные

Расчет материального баланса производится на 100 кг металлической завалки (чугун + скрап). Доля чугуна 80%.

Химический состав чугуна, скрапа, металла перед раскислением и готовой стали, приведен в таблице 1.

Таблица 1 - Состав исходных материалов и продуктов

Наименование материала	Содержание элементов, %
	C	Mn	Si	P	S
Жидкий чугун	4,5	0,41	0,68	0,19	0,020
Стальной скрап	0,25	0,60	0,16	0,28	0,033
Металл перед раскислением	0,10	0,15	следы	0,010	0,020
Готовая сталь 08Ю	до 0,07	до 0,35	до 0,03	до 0,025	до 0,025

На основе практических данных принимаем расход материалов и потери металла (в процентах от веса металлической завалки) значения которых приведены в таблице 2.

Таблица 2 - Расход материала и потери металла

Наименование	Условные обозначения	Расход 100 кг металлозавалки, кг (%)
1. ФОМИ	Мфоми	1,4
2. Электродный бой	Мэл. бой	0,3
3. Футеровка	Мф.	0,1
4. Потери железа в виде пыли	Мпыли	0,60
5. Потери железа в виде корольков	Мкор.	0,30
6. Потери железа с выбросами и выдувкой	Мвыбр.	1,0
7. Расход миксерного шлака	Мм.шл.	0,50
8. Загрязнения вносимые стальным скрапом	Мзагр.	0,40
9. Потери металла в ковше при разливке	Мразл.	1,5
10. Расход угля ССО	qуголь	0,6

Температура чугуна при заливке в конвертер принята равной tчуг = 1380 °С. Температура металла в конце продувки принимается равной = 1641 °С.

Примерный химический состав неметаллической части шихты, футеровки конвертера и других материалов приведен в таблице 3.

1.2 Расчет технологических параметров периода нагрева лома

В последнее время все чаще используется амортизационный лом, который является более габаритным, чем оборотный, в связи с чем, при его загрузке приводит к механическим повреждениям футеровки агрегата. Поэтому применение легковесного лома требует пакетировная, что не исключается попадания в пакеты посторонних предметов, закрытых емкостей и т.д.

Климатические условия нашего региона способствуют попаданию в пакеты воды и снега, что приводит не только к технологическим сложностям ведения процесса переработки лома, но и значительно ухудшает безопасность производственного процесса в целом.

При заливки жидкого чугуна с температурой 1300-1400°С на металлический лом, содержащего закрытые емкости с водой, льдом, маслами и т.п. происходит взаимодействие расплавленного металла с данными материалами, сопровождающееся взрывом.

Для предотвращения взрывом и проводится предварительный подогрев лома в конвертере.

Таблица 3 - Состав исходных материалов

Наименование материала	Содержание компонентов, %
	CaO	SiO2	MgO	Fe2O3	FeO	Al2O3	CaF2	MnO	P2O5	CO2	H2O	S
Известь	89,6	1,25	2,02	1,13		0,71				4,3	1	0,018
ФОМИ	16	4	74	6
Электродный бой						15,1	34,4			50,42		0,08
Футеровка	5,8	3	88,7	1,25		1,25
Миксерный шлак	7,5	54,5	3,3		18,7	10,6		5	0,2			0,2
Загрязнение стального скрапа	3	68	2	3		24,0
Зола угля	2,4	69,4	0,5	5,7		22,0

С учетом теплотворной способности, химического состава угля (см. таблицу 4), их расходами на предыдущей плавке и коэффициента усвоения тепла от топлива, определяется тепловой эффект предварительного нагрева лома.

Таблица 4 - Химический состав теплоносителей, %

Хим. состав угля	Содержание элементов
	CP	HP	SP	OP	NP	WP	AP
Уголь	81,1	4,0	0,3	4,5	2,0	7	8

В данном расчете расход угля принят равным 0,6 кг на 100 кг металлической завалки.

Qнагр = Qуголь;

Qуголь = (уголь) · Mуголь · К1;

где K1 - коэффициент усвоения тепла угля, %;

(уголь) = 28680 кДж/кг;

К1 = 70%;

Qнагр = 28680 • 0,3 • 70 / 100 = 6022,8 кДж/100 кг.

Затем определяется температура лома после нагрева по формуле:

= Qнагр / (Мл · Сл) + tл,

где Сл - темплоемкость твердого лома, равная кДж/кг·град;

Мл - количество лома, кг;

- температура лома после нагрева, °С;

tл - температура лома до нагрева, °C (принимаем равной 0 °C);

= 6022, 8 / (20 · 0,7) = 430,2 °C

Избыточное тепло чугуна Qизб рассчитывается на 100 кг чугуна. Во время продувки выгорит следующее количество основных примесей чугуна:

Qизб = 103 · [(8,35 - 0,1 · B) · Si + 1,6 · Mn + 3,8 · C + 2 + 0,0195 · tчуг] - [(0,44 + 0,64 · B) · Si + 0,17 · Mn + 0,785 · C + 20,4] · tм

где Si, Mn, C - окислившееся их количество, % от веса чугуна;

B - основность шлака (CaO / SiO2 = 3,0);

C = 4,45%; Mn = 0,31 %; Si = 0,68;

tчуг - температура заливаемого чугуна, °С;

tм - температура металла на выпуске, °С;

Qизб = 103 · [(8,35 - 0,1 · 3) · 0,68 + 1,6 · 0,31 + 3,8 · 4,45 + 2 + 0,0195 · 1380] - [(0,44 + 0,64 · 3) · 0,68 + 0,17 · 0,31 + 0,785 · 4,45 + 20,4] · 1641 = 43058,199 кДж / 100 кг чугуна.

Далее рассчитывается величина охлаждающего эффекта лома, которая, в зависимости от температуры его нагрева будет иметь разную величину:

где - теплоемкость лома, равная 0,7 кДж / кг · град;

- температура плавления лома, °С (принимается равной температуре плавления выплавляемой стали);

- температура лома после нагрева;

- скрытая теплота плавления лома, равная 284,9 кДж / кг;

- температура металла в конце продувки, °C;

- теплоемкость расплавленного лома, равная 0,84 кДж / кг · град;

qл = 0,7 · (1535 - 430,2) + 284,9 + (1641 - 1535) · 0,84 = 1147,3 кДж / кг.

При этом, расчетный расход лома составит:

где qл - охлаждающий эффект лома, кДж / кг;

По заданию имеем процентное содержание лома 20%, разность позволит повысить шлакообразование.

Факел определяется количество кислорода на нагрев (таблица 5), а также состав и объем отходящих газов этого периода (таблица 6). Основываясь на практических данных работы конвертеров, принимаем, что углерод угля сгорает с образованием 40% CO и 60% CO2. Также необходимо учитывать кислород для сжигания находящегося в угле водорода (окисление происходит по реакции 2H2 + O2 = 2H2O).

Таблица 5 - Количество кислорода и образовавшихся оксидов

Элемент	Количество окислившегося элемента, кг	Потребное количество кислорода, кг	Количество образовавшегося окисла, кг
Уголь	81,1 · 0,6 / 100 · 0,6 · 0,5 = 0,146	0,146 · 32 / 12 = 0,389	0,535
С - {CO2}
C - {CO}	81,1 · 0,6 / 100 · 0,4 · 0,5 = 0,097	0,097 · 16 / 12 = 0,130	0,227
H2 - {H2O}	4,0 · ,6 / 100 = 0,024	0,024 · 32 / 4 = 0,192	0,216
Итого:	0,267	0,711 - 4,5 · 0,6 / 100 = 0,684*	0,978
* - вычитаем кислород топлива, где 4,5 - кислород угля;

Учитывая тот факт, что операция нагрева ограничена по времени (5 - 7 минут), в данном расчете принято, что в процессе нагрева сгорают летучие компоненты топлива, а также 40 - 70% углерода. Перед заливкой чугуна в конвертере остается не окислившийся углерод топлива и зола. Количество не окислившегося углерода может быть принято 50%.

Таблица 6 - Количество и состав газов

Уголь
CO2	(81,1 · 0,6 / 100 · 0,6 · 44) / 12 · 0,5 = 0,535
CO	(81,1 · 0,6 / 100 · 0,4 · 28) / 12 · 0,5 = 0,227
N2	(0,6 · 2) / 100 = 0,012
H2O (от H)	(4 · 0,6) / 100 · 18 / 2 = 0,216
H2O	7,0 · 0,6 / 100 = 0,042
O2	0,684 - 0,65 = 0,034*
Итого:	1,07 кг
* - не усвоенный ванной кислород;

С учетом усвоения кислорода ванной, равной 95%, чистоты технического кислорода 99,6%, а также количества азота, поступившего в металл с кислородом, определяется его количество на прогрев:

0,684 · 95 / 100 = 0,65 кг или 0,65 · 22,4 / 32 = 0,455 м3;

0,455 / 99,6 · 100 = 0,457 м3.

Вместе с кислородом поступит азота:

0,457 - 0,455 = 0,002 м3 или 0,003 кг.

Всего технического кислорода на прогрев требуется:

0,65 + 0,003 = 0,654 кг.

В процессе продувки образуются газы: CO2, CO, N2, H2O от водорода топлива, H2O, неусвоенный O2.

В итоге за период нагрева выделится 1,07 кг газов.

Рассчитанные количества кислорода и газов входят в итоговую таблицу материального баланса.

1.3 Расчет технологических параметров плавки

1.3.1 Определение среднего состава металлошихты и количества примесей, окисляющихся к концу продувки

Количество примесей, внесенных металлической шихтой, приведено в таблице 7.

Таблица 7 - Количество внесенных примесей

Наименование материала	Содержание элементов в металлошихте, % (кг)
	C	Mn	Si	P	S
Чугун	= 3,6	= 0,328	= 0,544	= 0,069	= 0,01
Скрап	= 0,05	= 0,12	= 0,032	= 0,005	= 0,006
Электродный бой	= 0,151
Уголь*	= 0,243				= 0,001
Итого:	4,041	0,45	0,576	0,074	0,017

На основе предварительно принятого состава металла перед раскислением и среднего состава металлической завалки можно определить количество примесей, окислившихся за время продувки. Так как расчет ведется на 100 кг металлической завалки, а состав металла перед раскислением дан в процентах, отнесенных к жидкой стали, то необходимо внести поправку на изменение количества металла за время продувки (выход жидкого металла к моменту раскисления). Тогда количество окислившихся примесей за время продувки определится величинами, представленными в таблице 8.

Таблица 8 - Количество окислившихся примесей

Примеси	С	Mn	Si	P	S
Содержание примесей в шихте	4,041	0,45	0,576	0,074	0,017
Остается в металле	0,054·90/100 = 0,049	0,1·90/100 = 0,09	следы	0,018·90/100 = 0,0162	0,017·90/100 = 0,015
Удаляется за время продувки	3,992	0,36	0,576	0,058	0,002

1.3.2 Определение расхода извести

Для определения расхода извести необходимо задаться основностью шлака в конце продувки, которая в зависимости от состава чугуна обычно колеблется в пределах 3,0-4,5. Принимаю ВК=3,0.Расчет количества вносимого SiO2 и СaО всеми шихтовыми материалами (кроме извести) и футеровкой конвертера приведен в таблице 9.

Таблица 9 - Количество вносимых SiO2 и CaO

Источники	Расход материала на 100 кг шихты, кг	Вносится, кг
		SiO2	CaO
Окисление металлошихты	0,576	1,234	-
ФОМИ	1,4	0,056	0,244
Футеровка	0,1	0,003	0,0058
Миксерный шлак	0,5	0,273	0,038
Загрязнение стального скрапа	0,4	0,272	0,012
Зола угля	0,048	0,033	0,001
Итого:	3,024	?SiO2 = 1,871	?CaO = 0,2808

На основе данных таблице 9 получения принятой основности конечного шлака (ВK=3,0) необходимо иметь в последнем CaO

МСаО = 1,871 • 3,0 = 5,613

Шихтовыми материалами вносится СaО - 0,072 кг, следовательно, присадкой извести необходимо внести окиси кальция:

MСаО = 5,613 - 0,281 = 5,332

Флюсующая способность извести (ФИзв) определяется по формуле:

Тогда расход извести для обеспечения заданной основности шлака:

МИзв = МCaO / ФИзв = 5,332 / 0,859 = 6,207

Однако часть извести будет выносится из конвертера отходящими газами.

Количество выдуваемой извести обычно равно 5-10% от ее расхода и зависит от интенсивности продувки, фракционного состава присадок сыпучих, дутьевого режима плавки и т.д. В расчете принято, что потери извести с отходящими газами составляют 5%.

Тогда расход извести на плавку:

6,207 / 0,96 = 6,535 кг,

из них вынос:

6,534 - 6,207 = 0,324

1.3.3 Определение содержания окислов железа в шлаке

При кислородно-конвертерном процессе концентрация окислов железа в шлаке зависит, прежде всею, от содержания углерода в металле и основности шлака, а также от режима продувки (высоты расположения фурмы над уровнем спокойною металла, типа фурмы, расхода дутья, его давления и т.д.) При относительно постоянных условиях продувки содержание окислов железа в конечном шлаке можно определить исходя из содержания углерода в металле и основности шлака, используя следующее эмпирическое уравнение:

(?%FeO) =

где (?%FeO) - суммарное содержание окислов железа в конечном шлаке;

Вк - основность шлака

[%C]раск - концентрация углерода в металле перед раскислением, %;

(?%FeO) = = 21,5%

В зависимости от режима продувки плавки, основность конечного шлака и содержания углерода в металле в конце продувки отношение (%FеО) и (%Fе2О3) в конечном шлаке обычно колеблется в пределах 1,5-3,0.

В расчете это отношение принято равным 2,5, т.е.:

(%FeO) = 2,5 · (%Fе2О3).

Исходя из баланса уравнения:

(%FeO) + 144 / 160 · (%Fе2О3) = (%FeO)

2,5 · (%Fе2О3) + 0,9 · (%Fе2О3) = 21,5%

(%Fе2О3) = = 6,32% (%FeO) = 2,5 · (%Fе2О3) = 2,5 · 6,32 = 15,8%

1.3.4 Предварительное определение количества и состава шлака в конце продувки

Количество шлакообразующих окислов, получающихся при окислении примесей металлошихты (не учитывая окисление железа) и вносимых шихтовыми материалами, миксерным шлаком и футеровкой конвертера, приведено в таблице 10.

Из таблицы 10 следует, что суммарный вес шлакообразующих (без окислов железа) равен:

10,31 - 0,094 - 0,17 = 10,05 кг.

Эта сумма окислов должна составлять:

100 - 15,8 - 6,32 = 77,88%

Тогда в конце продувки металла шлака должно образоваться

кг.

Таблица 10 - Расчет количества шлака

Источники	Количество, кг	Поступило в шлак, кг	п.п.п.	?
		CaO		MnO		FeO		MgO			S
От окисления примесей чугуна			1,234	0,465	0,133						0,002		1,834
Известь	6,207	5,561	0,078				0,07	0,125	0,044		0,001	0,329	5,879
ФОМИ	1,4	0,224	0,056				0,084	1,036					1,4
Электродный бой	0,3								0,045	0,103	0,0002	0,151	0,149
Футеровка	0,1	0,006	0,003				0,001	0,089	0,001				0,1
Миксерный шлак	0,5	0,038	0,273	0,025	0,001	0,094			0,053		0,001		0,5
Загрязнение стального скрапа	0,4	0,012	0,272				0,012	0,008	0,096				0,4
Зола угля	0,048	0,001	0,033				0,003		0,011				0,048
Итого:		5,842	1,949	0,49	,134	0,094	0,17	1,275	0,25	0,103	0,0042	0,48	10,31

На основе известного количества шлака и количества поступивших в него компонентов можно рассчитать процентное содержание отдельных окислов:

Fe2O3

Основность шлака .

1.3.5 Определение состава металла в конце продувки

Содержание углерода. Содержание углерода в металле в конце продувки плавки [%С]К было принято исходя из состава выплавляемой марки стали [%С]К = 0,054 %.

Содержание марганца. Распределение марганца в системе металл-шлак в конце плавки приближается к равновесному. Константа равновесия по Керберу и Ользену.



Для температуры конца продувки 1641 °C (1914 K):

тогда константа равновесия марганца составит = 1,7.

Тогда

Балансовое уравнение распределения марганца между шлаком и металлом имеет следующий вид:

где ?Mnш - количество марганца, внесенной всей шихтой, кг;

[%Mn]к - содержание марганца в конечном металле;

Ммет - выход жидкого металла, принятой равной 90,0 кг;

Мшл - количество шлака в конце продувки.

Вносится ?Mnш:

металлической шихтой: 0,45 кг;

миксерным шлаком: кг;

Итого: ?Mnш = 0,469 кг.

Подставляя известные величины в балансовое уравнение, получим:



Отсюда содержание марганца в металле в конце продувки:

[%Mn] = 0,15%.

1.3.6 Определение содержания фосфора в металле

Значение коэффициента распределения фосфора между шлаком и металлом в конце продувки при температуре, близкой к 1641 °С для различных содержаний СаО и FeO может быть определено из уравнения:

Коэффициент распределения фосфора:

.

Отсюда, (%P2O5) = 114,074[%P]

Балансовое уравнение распределения фосфора между шлаком и металлом имеет вид:

где ?Pш - количество фосфора, вносимого всеми шихтовыми материалами, кг;

[%Mn]к - содержание фосфора в металле в конце продувки, %;

Ммет - выход жидкого металла, кг;

Мшл - количество конечного шлака, кг.

Вносится ?Pш:

металлической шихтой: 0,074 кг;

миксерным шлаком: кг;

Итого: ?Pш = 0,074 кг.

Подставляя известные величины в балансовое уравнение, получим:

Отсюда содержание фосфора в металле в конце продувки:

[%P] = 0,010%.

1.3.7 Определение содержания серы в металле

Приближенно считают, что вся сера шихты распределяется между шлаком и металлом, так как удаление серы в газовую фазу при ЛД-процессе имеет сравнительно слабое развитие (2-4% от общего количества серы шихты).

Значение коэффициента распределения серы между шлаком и металлом можно определить по формуле А.Н.Морозова:

где n(CaO)' = n(CaO) - 2n(SiO2) - 3n(P2O5) - n(Al2O3)

n(?FeO) = = 0,2985;

n(CaO) = = 0,809;

n(MnO) = = 0,053;

2n(SiO2) = = 0,504;

n(Al2O3) = = 0,019;

3n(P2O5) = = 0,022;

Тогда n(CaO)' = 0,809 - 0,504 - 0,022 - 0,018 = 0,264.

Коэффициент распределения серы зS между шлаком и металлом равен:

зS = (0,536 + 0,672) · (1 + ) = 6,796,

тогда (%S) = зS · [%S] = 6,796[%S]к.

Балансовое уравнение распределения серы имеет вид:

Где ?Sш - количество серы, вносимой всеми шихтовыми материалами, кг;

[%S]к - содержание серы в металле в конце продувки, %;

Ммет - выход жидкого металла, кг;

Мшл - количество конечного шлака, кг.

Вносится ?Sш:

металлической шихтой: 0,017 кг;

известью: 0,001 кг;

миксерным шлаком: 0,001 кг;

Итого: ?Sш = 0,019 кг.

Подставляя известные величины в балансовое уравнение, получим:

Отсюда содержание серы в металле в конце продувки:

[%S] = 0,0107%.

1.3.8 Определение угара примесей чугуна и количество образовавшихся окислов

Состав металла перед раскислением:

[C]к = 0,054%; [%Mn]к = 0,15;

[Si]к = следы; [%P]к = 0,010;

[%S]к = 0,011;

Количество примесей, оставшихся в металле:

углерода: 0,054 · 0,90 = 0,049 кг,

марганца: 0,15 · 0,90 = 0,135 кг,

кремния: следы,

фосфора: 0,01 · 0,90 = 0,009 кг,

серы: 0,011 · 0,90 = 0,00963 кг,

где 0,90 - принятый выход жидкого металла.

Следовательно, за операцию примесей удаляются:

углерода: 4,041 - 0,049 = 3,992 кг,

до CO: 3,992 · 0,90 = 3,593 кг,

до CO2: 3,992 · 0,10 = 0,399 кг,

марганца: 0,45 - 0,135 = 0,315 кг,

кремния: 0,576 кг,

фосфора: 0,074 - 0,009 = 0,065 кг,

серы: 0,017 - 0,00963 = 0,00737 кг.

С учетом извести и миксерного шлака серы поступило в шлак:

0,00737 + 0,001 + 0,001 = 0,00937.

В таблице 11 приводится необходимое количество кислорода для окисления указанных примесей и выход окислов.

Таблица 11 - Количество кислорода и образовавшихся окислов

Элемент, окисел	Количество окислившегося элемента, кг	Потребное количество кислорода, кг	Количество образовавшегося окисла, кг
Металлозавалка	[C] > {CO}	3,593	3,593 · = 4,791	3,593 + 4,791 = 8,384
	[C] > {CO2}	0,399	0,399 · = 1,064	0,399 + 1,064 = 1,463
[Mn] > (MnO)	0,315	0,315 · = 0,092	0,315 + 0,092 = 0,407
[Si] > (SiO2)	0,576	0,576 · = 0,658	0,576 + 0,658 = 1,234
[P] > (P2O5)	0,065	0,065 · = 0,084	0,064 + 0,083 = 0,149
[Fe] > (Fe2O3)пыль	0,6	0,6 · = 0,257	0,600 + 0,257 = 0,857
Итого:	5,553 + 0,003 = 5,555		-
*0,003 - количество серы удаленной из металла

1.3.9 Уточнение количества и состава конечного шлака

Полученные данные о составе металла в конце продувки позволяют уточнить состав и количество шлака в этот момент плавки. С этой целью необходимо внести соответствующие коррективы в таблице 11 в статью, учитывающую количество окислов, образовавшихся в результате горения примесей металла, и переход серы.

В таблице 9 приводится расчет этого уточненного количества образующихся окислов и расход кислорода на горение элементов. Как видно, в отличие от таблице 11 изменились только величины поступивших в шлак из металла МnО, Р2О5 и S, поэтому новая сумма шлакообразующих без окислов железа составит:

10,05 - (0,465 + 0,133 + 0,002 ) + (0,407 + 0,149 + 0,007) = 10,013 кг.

Отсюда уточненное количество шлака в конце продувки:

 кг.

На основе таблиц 7 и 9 уточненный состав конечного шлака:

Fe2O3

Итого: 100%

Основность шлака: ? 3.

Коэффициенты распределения:

марганца:

фосфора:

серы:

1.3.10 Баланс окислов железа в шлаке

Исходными материалами вносится окиси железа (Fe2O3)и.м. = 0,176 кг.

Следовательно, за счет горения железа должно образоваться:

Для этого должно окислится кг и потребуется кислорода

Исходными материалами вносится закиси железа (FeO)и.м. = 0,094 кг. Тогда за счет горения железа должно быть получено закиси железа:

Для этого должно окислится 1 кг и потребуется кислорода 1,

Итого на образование окислов железа в шлаке должно сгореть железа
0,45 + 1,507 = 1,957 кг, для чего требуется кислорода 0,135 + 0,335 = 0,47 кг.

1.3.11 Расчет технического расхода кислорода

Для рассчитываемой плавки при [%С]=0,054% содержание кислорода может быть принято равным [%О]=0,064%.

Тогда всего необходимо кислорода 6,946 + 0,47 + 0,064 · 90 / 100 = 7,474 кг.

В зависимости от технологических условий и режима продувки усвоение ванной вносимого дутьем кислорода колеблется в пределах 90 - 98%. В примерном расчете величина принята равной 95%.

Тогда расход кислорода на плавку составит кг или м3.

При чистоте технического кислорода 99,6% (обычно 98,5 - 99,8%) его требуется м3.

Вместе с кислородом поступит азоты 5,529 - 5,507 = 0,022 м3 или = 0,027.

Из этого количества азота растворяется в металле 0,004 кг (обычно 0,003 - 0,006%) и уносится из конвертера 0,027 - 0,004 = 0,023 кг.

Всего технического кислорода требуется 7,867 + 0,027 = 7,894 кг.

1.3.12 Расчет количества и состав газов выходящих из горловины конвертера

В расчете количества и состава газов, выходящих из горловины конвертера, необходимо учесть режим сжигания углерода металлозавалки и топлива, если условия окисления отличаются.

В настоящем расчете принято:

- выделяющийся при нагреве извести СО2 и Н2О не участвуют в окислении примесей металлической ванны;

- углерод металлозавалки окисляется до СО и СО2 соответственно на 90 и 10%;

В процессе продувки образуется газов:

CO2 от горения углерода металлозавалки - 1,463 кг;

CO2 от извести - (6,207 · 4,3) / 100 = 0,267 кг;

где 4,3 - содержание СО2 в извести, %.

Итого CO2 = 1,73 кг.

СО от горения углерода металлозавалки - 8,384 кг;

N2 из дутья - 0,027 кг;

H2O из извести - (6,207 · 1) / 100 = 0,062 кг;

O2 из дутья - 7,867 - 7,474 = 0,393 кг.

Полученные данные позволяют определить количество и состав газов (таблица 12).

Таблица 12 - Количество и состав газов

Составляющие газы	Количество газов	Содержание, %
	кг	м3	весовых	объемных
CO2	1,73	0,881	16,327	11,065
CO	8,384	6,707	79,124	84,238
N2	0,027	0,022	0,255	0,276
H2O	0,062	0,077	0,585	0,967
O2	0,393	0,275	3,709	3,454
Итого	10,596	7,962	100	100

1.3.13 Определение жидкого металла в конце продувки

На основе полученных данных можно определить выход жидкого металла в конце продувки. При определении этого выхода необходимо учесть углерод угля, не являющийся углеродом металлозавалки.

Угар и потери металла состоят из следующих статей:

1. Окислилось примесей металлозавалки - 5,555-0,6-0,151-0,243=4,561 кг.

2. Унесено железа с пылью - 0,600 кг.

3. Окислилось железа до FeO и Fe2O3 шлака - 1,957кг.

4. Потери железа с выбросами - 1,000 кг.

5. Потери железа в виде корольков в шлаке - 0,300 кг.

6. Количество загрязнений на стальном скрапе - 0,400 кг.

Итого угар элементов и потери: 8,818 кг.

Растворилось в металле кислорода и азота: 0,064 • 0,9 + 0,004 = 0,062 кг.

Тогда выход жидкой стали составит: 100 - 8,118 + 0,062 = 91,244 кг.

На основании произведенного расчета можно составить материальный баланс плавки (таблица 13).

Таблица 13 - Материальный баланс плавки

Поступило	Вес,кг	Получено	Вес,кг
Жидкий чугун	80	Жидкий металл	91,244
Стальной скрап	20	Шлак	12,9
Известь	6,534	Газы	10,596
ФОМИ	1,4	Пыль в виде Fe2O3	0,857
Технический кислород	7,894	Пыль за счет выдуваемой извести	0,324
Размыв футеровки	0,1	Корольки в шлаке	0,3
Миксерный шлак	0,5	Выбросы и выдувка	1
Уголь на прогрев	0,6	Газы прогрева	1,07
Электродный бой	0,3
Кислород на прогрев	1,07
Итого:	118,398	Итого:	118,291

1.4 Расчет раскисления и выхода годной стали

В конвертерном процессе раскисление и легирование всех марок стали производится в сталеразливочном ковше.

Расчет необходимого количества раскислителей проводится на среднезаданное, предусмотренное ГОСТом содержание соответствующих элементов в той или иной марке готовой стали.

В таблице 14 приведен принятый состав ферросплавов.

Таблица 14 - Состав примененных ферросплавов

Ферросплав	Марка	Содержание элементов, %
		C	Mn	Si	P	Fe	Al	S	B
Mnмет	Мн998	0,04	99,8	0	0,003	0	0	0	-
FeSi	ФС65	0,1	0,4	65	0,05	34,43	0	0,02	-
Алюминий		0	0	0	0	0	0	100	-

1.4.1 Расход необходимого количества ферросплавов для раскисления

Среднезаданное содержание элементов в рассчитываемой стали 08Ю принято равным: [Mn]=0,35%, [Si]=0,02%, [Al]=0,05%.

Необходимое количество каждого ферросплава определяется по формуле:

где Мст - выход жидкой стали в конце продувки, кг;

[%Э]гот.ст. - содержание соответствующего элемента в готовой стали, %;

[%Э]пер.раск - содержание соответствующего элемента перед раскислением, %;

[%Э]ферроспл. - содержание соответствующего элемента в ферросплаве, %.

Общий расход раскислителей составит:

0,21 + 0,228 + 0,035 = 0,473 кг.

Количество элементов, внесенных раскислителями в металл, приведено в таблице 15.

Таблица 15 - Количество элементов, внесенных в металл

Элемент	Вносится марганцем металлическим, кг	Вносится ферросилицием, кг	Вносится алюминием, кг	Всего, кг
Mn	= 0,183	-	-	0,183
Si	-		-	0,0182
Al	-	-	0,228 · 0,2 = 0,0456	0,0456
Итого:	0,183	0,0182	0,0456	0,2468

Тогда выход жидкой стали после раскисления составит:

Мст = 91,244 + 0,2468 = 91,4908 кг.

Угар раскислителей будет равен:

0,438 - 0,2468 = 0,1912 кг.

1.4.2 Проверка химического состава готовой стали

Содержание элементов в готовой стали определено по формуле:

где [%Э]гот.ст. - содержание данного элемента в готовой стали после раскисления в ковше, кг;

- содержание элемента в металле в конце продувки, кг;

- количество элемента, внесенного раскислителями, кг;

Мст - выход жидкой стали после раскисления, кг.

По указанной формуле определен состав готовой стали:

Таким образом, проверка показала соответствие полученного состава готовой стали пределам.

Окончательный материальный баланс плавки приведен в таблице 16.

Выход годной стали определяется вычитанием из выхода жидкой стали, потерь металла в ковше и в процессе разливки:

91,4908 - 1,5 = 89,9908 кг.

Отсюда расход металлошихты (включая раскислители) на 1 тонну годной стали составит:

(100 + 0,438) / 89,9908 = 1,116 т или 1116 кг.

Расход технического кислорода на 1 т годной стали:

5,461 / 89,9908 · 100 · 10 = 60,68 м3 / т.

Таблица 16 - Материальный баланс плавки

Поступило	Вес,кг	Получено	Вес,кг
Жидкий чугун	80	Жидкий металл	91,4908
Стальной скрап	20	Шлак	12,9
Известь	6,534	Газы	10,596
ФОМИ	1,4	Пыль в виде Fe2O3	0,857
Технический кислород	7,894	Пыль за счет выдуваемой извести	0,324
Размыв футеровки	0,1	Корольки в шлаке	0,3
Миксерный шлак	0,5	Выбросы и выдувка	1
Уголь на прогрев	0,6	Газы прогрева	1,07
Электродный бой	0,3	Угар раскислителей	0,2094
Кислород на прогрев	1,07
Раскислители внесли	0,438
Итого:	118,836	Итого:	118,747

2. РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА

Расчет ведем на 100 кг металлической завалки, основываясь на данных расчета материального баланса плавки, которые приведены в таблице 17.

Таблица 17 - Статьи материального баланса плавки, необходимые для расчета теплового баланса.

Наименование статей	Обозначение	Числ. знач-е	Наименование статей	Обозначение	Числ. знач-е
Доля жидкого чугуна в шихте	Gчуг	80	Вес жидкой стали перед раскислением	Мст	91,244
Доля скрапа в шихте	Gскр	20	Температура стали перед выпуском	tст	1641
Температура чугуна	tчуг	1380	Количество конечного шлака	Мшл	12,9
Окислилось элементов в ходе продувки	[C] = {CO}	3,593	Компоненты отходящих газов	VCO	6,707
	[C] = {CO2} в том числе и от угля (0,146)	0,545		VCO2	0,881
	[Si] = {SiO2}	0,576		VH2O	0,077
	[Mn]={MnO}	0,315		VO2	0,275
	[P] = {P2O5}	0,065		VN2	0,022
	[Fe] = {FeO}	1,507	Количество выбросов	Мвыб	1
	[Fe]={Fe2O3}	0,45	Количество Fe2O3 в рез. исп. Fe	МFe2O3	0,857
	[Fe] => пыль	0,6	Количество CO2 из извести	МCO2	0,267
Содержание окислов в шлаке	SiO2	1,949	Количество Fe2O3 из шихтовых материалов	MFe2O3	0,17
	P2O5	0,134	Количество FeO из шихтовых материалов	MFeO	0,094
	Fe2O3	0,17	Вес корольков	Mкор	0,3
Количество миксерного шлака	Мм. шл.	0,5

2.1 Общий приход тепла на плавку

2.1.1 Физическое тепло подогретого лома

где К1 - коэффициент усвоения тепла угля.

Qнагр = 28680 · 0,6 · 0,5 = 6022,8 кДж

Тепло оставшейся части неокисленного углерода учитывается при расчете химического тепла реакций окисления элементов металлошихты.

2.1.2 Физическое тепло жидкого чугуна

Физическое тепло жидкого чугуна можно определить по формуле

где Gчуг - количество жидкого чугуна в металлической шихте, Gчуг = 80 кг;

- теплоемкость твердого чугуна, ;

tчуг - температура заливаемого в конвертер чугуна, tчуг = 1380 °С

gчуг - скрытая теплота плавления чугуна, gчуг = 217,9 кДж/кг;

- температура плавления чугуна, °С;

Cчуг - теплоемкость жидкого чугуна, Счуг = 0,92 кДж/кг · град;

2.1.3 Химическое тепло металлошихты

Значения тепловых эффектов реакций окисления элементов при температурах их окисления приведены в таблице 18.

Таблица 18 - Значение тепловых эффектов реакций окисления

Реакция	Тепловой эффект реакции окисления на 1 кг элемента, кДж
[C] + {O2} = {CO2}	34094
[C] + 0,5{O2} = {CO}	10458,2
[Si] + {O2} = (SiO2)	30913,8
[Mn] + 0,5{O2} = (MnO)	7018,3
2P + 2,5{O2} = (P2O5)	24327,1
[Fe] + 0,5{O2} = (FeO)	4826,9
2[Fe] + 1,5{O2} = (Fe2O3)	7374,4

На основании данных таблицы 18 и результатов материального баланса можно определить химическое тепло реакций окисления элементов металлошихты Qхим, результаты представлены в таблице 19.

Таблица 19 - Химическое тепло реакций окисления

Элемент-окисел	Выгорело элементов, кг	Расчет	Вносится тепла, кДж
М.з.	[C] {CO2}	0,545	0,545 · 34094	18581,230
	[C] {CO}	3,593	3,593 · 10458,2	37576,313
[Si] (SiO2)	0,576	0,576 · 30913,8	17806,349
[Mn] (MnO)	0,315	0,315 · 7018,3	2210,765
[P] (P2O5)	0,065	0,065 · 24327,1	1483,953
[Fe] (FeO)	1,507	1,507 · 4826,9	7274,138
[Fe] (Fe2O3)	0,45	0,45 · 7374,4	3318,48
[Fe] (Fe2O3)пыль	0,6	0,6 · 7374	4424,640
Итого:	7,651	Итого:	92675,868

2.1.4 Химическое тепло реакций шлакообразования

Считаем, что все количество SiO2, P2O5 и Fe2O3 в шлаке связано следующими реакциями:

SiO2 + 2CaO = (CaO)2 · SiO2 + 137432 кДж/кг·мольSiO2;

P2O5 + 4CaO = (CaO)4 · P2O5 + 691350 кДж/кг·мольP2O5;

Fe2O3 + CaO = (CaO) · Fe2O3 + 211176 кДж/кг·мольFe2O3;

2.1.5 Физическое тепло миксерного шлака

Среднюю теплоемкость миксерного шлака определяем по формуле:

С0 = 0,73 + 0,003 · Тм.шл.,

где 0,73 - теплоемкость шлака при 0 К, кДж/кг·град;

0,0003 - приращение теплоемкости шлака на 1°, кДж/кг·град;

Тм.шл. - средняя температура миксерного шлака, К.

Среднюю температуру миксерного шлака, попадающего в конвертер из чугуновозного ковша, ориентировочно можно принимать на 15-20° ниже температуры заливаемого в конвертер чугуна, тогда:

Тм.шл. = (1380 - 20) + 273 = 1633К,

С0 = 0,73 + 0,0003 · 1633 = 1,22 кДж/кг·град.

Количество вносимого тепла миксерным шлаком определится из выражения:

Qм.шл. = Мм.шл. · (С0 · tм.шл. + qм.шл.),

где Мм.шл. - количество миксерного шлака на 100 кг металлошихты, кг;

tм.шл. - средняя температура миксерного шлака, °С;

С0 - средняя теплоемкость миксерного шлака, кДж/кг·град;

qм.шл. - средняя теплота плавления шлака, qм.шл. = 209,5 кДж/кг.

Qм.шл. = 0,5 · (1,22 · (1380 - 20) + 209,5) = 934,35 кДж

2.1.6 Общий приход тепла на плавку

Общий приход тепла на плавку рассчитывается следующим образом:

Qприх = 6022,8 + 103020 + 92675,868 + 5341,02 + 934,35 = 207994,038 кДж.

2.2 Расход тепла

2.2.1 Физическое тепло стали

Физическое тепло стали Q1 можно определить по уравнению

где Mст - вес жидкой стали перед раскислением, кг;

- теплоемкость твердой стали, = 0,7 кДж/кг·град;

tпл - температура плавления стали, С;

qпл - скрытая теплота плавления стали, qпл = 272,4 7 кДж/кг·град;

tст - температура стали перед выпуском, С;

- теплоемкость жидкой стали, 0,84 7 кДж/кг·град.

Температура плавления стали:

tпл=1539-65·(%C),

где 1539 - температура плавления чистого железа, °С;

65 - снижение температуры плавления стали на 1% углерода в металле, °С;

(%С) - содержание углерода в металле перед раскислением.

tпл = 1539 - 65 · 0,054 = 1535оС.

2.2.2 Физическое тепло шлака

Среднюю теплоемкость конечного шлака (как и миксерного) определяем по формуле:

C0 = 0,73 + 0,0003 Tшл ,

где Тшл - температура конечного шлака, К.

Температуру конечною шлака принимаем выше температуры металла в конце продувки на 10°С, т.е. 1651°С, так как превышение температуры шлака над температурой металла составляет обычно 5-15°С.

С0 = 0,73 + 0,0003 · (1651 + 273) = 1,3 кДж/кг·град.

Потери тепла со шлаком определяются по формуле:

Q2 = (C0 · tшл + qшл) · Мшл,

где qшл - скрытая теплота плавления шлака, qшл = 209,5 кДж/кг·град;

Мшл - количество конечного шлака, кг.

Q2 = (1,3 · (1641 + 10) + 209,5) · 12,9 = 30389,82 кДж.

2.2.3 Тепло, уносимое отходящими газами

Среднюю температуру отходящих газов принимаем равной средней температуре металла за время продувки:

Средними теплоемкостями газов в зависимости от их температуры обычно задаются в соответствии с таблицей 20.

Таблица 20 - Средние теплоемкости газов

Компоненты газов	Средние теплоемкости газов в кДж/(м3·град)
CO	1,49
CO2	2,35
H2O	1,85
N2	1,45
O2	1,55

Тепло, уносимое отходящими газами, кДж:

Q3 = tот.газ. (ССО · VCO + CCO2 · VCO2 + CH2O · VH2O + CN2 · VN2 + CO2 · VO2),

где C - теплоемкости соответствующих составляющих газов, кДж/м3·град;

V - соответственно, количество СО, СО2, H2O, N2, O2 в отходящих газах, м3;

Q3 = 1510 · (1,49 · 6,707 + 2,35 · 0,881 + 1,85 · 0,077 + 1,45 · 0,017 + 1,55 · 0,269) = 19098,22 кДж.

2.2.4 Тепло, уносимое выбросами металла

Количество тепла, уносимого выбросами металла, рассчитывается по формуле:

где Мвыб - потери металла с выбросами, кг;

- средняя теплоемкость металла выбросов, которую принимаем равной теплоемкости жидкой стали, т.е. 0,84 кДж/кг·град;

- средняя температура металла выбросов, которую принимаем равной средней температуре металла за период продувки, т.е. 1510 °С.

Q4 = 1,000 0,84 1510 = 1268,4 кДж

2.2.5 Тепло, уносимое пылью отходящих газов

Потери тепла, уносимого пылью, складываются из потерь тепла, уносимого пылью в виде Fe2O3 и пылью извести:

где - количество Fe2O3, образовавшейся в результате испарения и последующего окисления Fе, кг;

Спыли - теплоемкость пыли, которую принимаем равной теплоемкости шлака при tпыли, кДж/кг·град;

tпыли - температура пыли, которую принимаем равной температуре отходящих газов, 1510 оС;

Cпыли=0,73 + 0,0003 (1510 + 273) = 1,26 кДж/кг·град,

Потерями тепла, уносимого известью, пренебрегли, так как они невелики из-за кратковременного нахождения указанного материала в полости конвертера. Кроме того, его нагрев происходит преимущественно за счет тепла отходящих газов, которое уже учтено выше

Q5 = 1630,53 кДж

2.2.6 Тепло диссоциации извести

При диссоциации извести СаСО3 шихтовых материалов по реакции:

CaCO3 СаО + СО2 - 177237 кДж/кг·мольCO2;

поглощение тепла равно Q6 = 0,267 / 44 · 177237 = 1075,51 кДж,

где 0,39 - количество СО2, выделившегося из извести, кг;

44 - молекулярный вес СО2, кг;

177237 - тепловой эффект диссоциации CaCO3 кДж/кг·мольCO2.

2.2.7 Тепло диссоциации окислов железа, внесенных шихтой и футеровкой

При диссоциации Fe2O3 по реакции

Fe2O3 4,19 • (2Fe + 1,5O2 - 1230) кДж/кг,

,

где Fe2O3 - всего внесено Fe2O3 шихтовыми материалами, кг

При диссоциации FeO по реакции:

FeO Fe + 4,19 • (0,502 - 895) кДж/кг

поглощение тепла

где FeO - всего внесено FeO шихтовыми материалами, кг.

Всего поглощается тепла при диссоциации окислов железа

876,13 + 352,5 = 1228,63 кДж.

2.2.8 Тепло, уносимое корольками

Тепло, уносимое корольками металла, запутавшимися в шлаке

Q8 = Mкор Cкор tкор,

Температуру корольков принимаем равной температуре шлака, т.е. 1651°С. Теплоемкость корольков принимаем равной теплоемкости жидкой стали, т.е. 0,84 кДж/кг·град.

Q8 = 0,300 0,84 1651 = 416,05 кДж.

2.2.9 Тепло, уносимое отходящими газами периода прогрева лома

В расчете принимается, что тепло, уносимое отходящими газами перида нагрева лома, составляет 65% от прихода тепла прогрева:

Q9 = 6022,8 • 65 / 100 = 3914,8 кДж.

2.2.10 Общий расход тепла

Общий расход тепла составит:

Qрасх = ?Q;

Qрасх = 131020,91 + 30389,82 + 19098,22 + 1268,4 + 1630,53 + 1075,51 + 1228,63 + 416,05 + 3914,8 = 190042,87 кДж

2.2.11 Избыток тепла

Избыток тепла без учета потерь тепла конвертером составит разница между общим приходом тепла за плавку и общим расходом тепла:

Qизб = 207994,038 - 190042,87 = 17951,168

Этот избыток тепла частично расходуется на покрытие теплопотерь конвертера (через поверхность стенок и полость горловины) и охлаждение кислородной фурмы. Теплопотери определяются в зависимости от размеров конвертера, длительности перерывов между плавками, продолжительности плавки, возраста футеровки и т.д. Они могут быть рассчитаны лишь после определения основных размеров конвертера, фурмы и продолжительности отдельных операций конвертерной плавки. Обычно потери тепла конвертером ориентировочно можно принимать в пределах 1,5 - 4% от прихода тепла. В расчете принято 4,0%, тогда потери тепла 207994,038 · 0,04 = 8319,76.

Qпот = 8319,76 кДж

Избыток тепла составит: 17951,168 - 8319,76 = 9631,408 кДж.

?Q = 9631,408 кДж

Тепловой баланс плавки на 100 кг металлической шихты приведен в таблице 21.

Таблица 21 - Тепловой баланс плавки

Приход тепла	кДж	%	Расход тепла	кДж	%
Физическое тепло	103020	49,53	Физическое тепло жидкой стали	131020,91	63
Тепло окисления	[C] {CO2}	18581,23	8,93	Физическое тепло шлака	30389,82	14,61
	[C] {CO}	37576,313	18,07
	[Si] {SiO2}	17806,349	8,56	Физическое тепло тходящих газов	19098,22	9,18
	[Mn] {MnO}	2210,765	1,06
	[P] {P2O5}	1483,953	0,7	Тепло уносимое выбросами	1268,4	0,61
	[Fe] (FeO)	7274,138	3,5	Тепло уносимое пылью	1630,53	0,78
	[Fe] (Fe2O3)	3318,48	1,6	Тепло разложения извести	1075,51	0,52
	[Fe] (Fe2O3)пыль	4424,64	2,13	Тепло диссоциации окислов железа	1228,63	0,59
Теплота шлакообразования	5341,02	2,57	Тепло уносимое корольками металла	416,05	0,2
Теплота миксерного шлака	934,35	0,45	Газа прогрева	3914,8	1,88
Физическое тепло подогретого лома	6022,8	2,9	Потери тепла конвертером	8319,76	4
			Избыток тепла	9631,408	4,63
Итого	207994,038	100	Итого	207994,038	100

3. РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ КИСЛОРОДНОГО КОНВЕРТЕРА

Исходные условия:

· Q - емкость (садка) конвертера, 350 т;

· qO2 - удельная интенсивность продувки металла кислородом, 3 м3/т·мин;

· Р1 - давление кислорода на входе в сопло, 12 атм;

· Р2 - давление кислорода на выходе в сопло, 1,1 атм;

· Т - температура кислорода перед соплами, 293 К.

Критическая скорость истечения кислорода (м/с) определяется температурой потока по уравнению:

где R - газовая постоянная для кислорода, 26,5 м/К.

Максимальная скорость выхода кислородной струи из сопла:

Где y - коэффициент, учитывающий суммарные потери скорости газа в сопле;

g - ускорение силы тяжести;

k - показатель адиабаты, равный для двухатомных газов, 1,4.

Плотность кислорода (кг/м3) при входе в сопло:

где с0 - плотность технического кислорода, состоящего из 99,5%О2 и 0,5% N2;

1,033 - атмосферное давление.

Плотность кислорода, истекающего из сопел фурмы:

Удельный объем конверторов:

Vуд = 1 / (1 + Q · 10-3) = 1 / (1 + 350 · 10-3) = 0,74 м3/т.

Глубина металлической ванны в спокойном состоянии:

Внутренний диаметр конвертера:

Dв = (0,599 - 0,00032 · Q) = (0,599 - 0,00032 · 350) = 6,623 м.

Принимаем Dв = 6,5 м.

Если принять количество шлака равным 10% и при плотности 3000 кг/м3, то слой шлака:

Общая глубина ванны в спокойном состоянии:

H1 = H0 + hш = 1,84 + 0,35 = 2,18 м.

Объем металлической ванны:

Vм = Q / 7 = 350 / 7 = 50 м3.

Внутренний диаметр днища конвертера:

путем замены преобразовываем уравнение:

A = (р · H0) / 12 = 3,14 · 1,84 = 0,48;

B = (р · H0 · Dв) / 12 = 0,48 · 6,5 = 3,12;

C = (р · H0 · Dв2) / 12 - Vм = 0,48 · 6,52 - 50 = -29,69;

В результате получаем

0,48 · dдн2 + 3,12 · dдн - 29,69 = 0,

dдн =

Принимаем dдн = 4,5 м.

Диаметр горловины конвертера:

dr = 0,33 · Q0,4 = 0,33 · 3500,4 = 3,44 м.

Принимаем dr = 3,5 м.

Рабочий объем конвертера:

V = Vуд · Q = 0,74 · 350 = 259.26 м3.

Высота горловины:

Hг = (Dв · dг · tgб) / 2 = 6.5 · 3,5 · tg60° = 2,7 м,

где б - угол наклона горловины, принимается 60°.

Высота цилиндрической части конвертера:

Hц = Hг / (0,45 + 0,001 · Q) = 2,7 / (0,45 + 0,001 · 350) = 3,3 м.

Принимаем Hц = 3,1 м.

Внутренняя (полезная) высота конвертера:

Нв = Нг + Нц + Н1 = 2,7 + 3,1 + 2,18 = 7,988 м.

Принимаем Hв = 8 м.

Отношение внутренней высоты к внутреннему диаметру конвертера:

Hв / Dв = 8 / 6,5 = 1,23

Толщина футеровки в цилиндрической части конвертера:

tц =

Толщина футеровки в конической части:

tк = tц - 0,15 = 1,0 - 0,15 = 0,85 м.

Толщина футеровки днища конвертера:

tдн = tц + 0,125 = 1,0 + 0,125 = 1,125 м.

Толщина металлического кожуха конвертера в цилиндрической части:

бц =

Принимаем бц = 0,1 м.

Для днища и конической части конвертера толщину металлического кожуха берем на 0,04 м меньше:

бдн = бк = 0,1 - 0,04 = 0,06 м.

Наружный диаметр конвертера:

Dн = Dв + 2·tц + 2·бц = 8,75 м.

Полная высота конвертера:

Нп = Нв + tдн + бдн = 8 + 1,125 + 0,06 = 9,185 м.

Принимаем Нп = 9,58 м.

Отношение полной высоты к наружному диаметру конвертера:

Нн / Dн = 9,58 / 8,75 = 1,09

Диаметр выпускного отверстия:

dотв = 0,1 + 0,00033 · Q = 0,1 + 0,00033 · 350 = 0,215 м.

Принимаем dотв = 170 м.

4. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ И КОНСТРУИРОВАНИЕ КИСЛОРОДНОЙ ФУРМЫ

4.1 Расчет сопла Лаваля

Расчет сопла Лаваля сводится к определению длины сопла и размеров его критического, входного и выходного сечений. Исходными данными для этого являются расход кислорода (V0), давление (P1) и температура (T1) его перед соплом в фурме.

На основании данных расчета материального расчета плавки имеем:

· удельный расход технического кислорода на 1 т садки 55,1 м3/т;

· удельную интенсивность продувки 3 м3/т·мин;

· давление и температуру перед соплом соответственно Р1=14 атм, и Т1=298К;

Количество сопел в головке фурмы принимаем равным 6 шт;

Чтобы исключить возможность истечения кислорода с недостатком давления и возможность отрыва струи от стенок сопла, принимаем величину Р2 на 0,1 атм больше давления окружающей фурму среды.

Площадь критического сечения сопла Лаваля (Fкр) вычисляется по уравнению неразрывности, составленному для этого сечения:

G = скр · Wкр · Fкр = const,

где G - массовый расход кислорода, кг/с;

скр - плотность кислорода в критическом сечении, кг/м3;

Wкр - скорость кислорода в критическом сечении, м/с.

Массовый расход кислорода можно определить по уравнению:

G = V0 · с0,

где V0 - объемный расход кислорода, м3/с;

с0 - плотность кислорода при нормальных условиях, кг/м3.

Тогда скр = Wкр · Fкр = V0 · с0, откуда

Fкр = ,

или с учетом количества сопел в фурме

Fкр = ,

где 350 - емкость конвертера, т;

3 - удельная интенсивность продувки, м3/т·мин;

60 - количество секунд в 1 минуте.

При нормальных условиях плотность технического кислорода (кг/м3) состоящего из 99,6% О2 и 0,4% N2

с0 = (32 · 0.0996) / 22.4 + (28 · 0.004) / 22.4 = 1,428

Плотность кислорода в критическом сечении можно определить по уравнению

Где Ркр - давление кислорода в критическом сечении, ат;

Tкр - критическая температура.

Определим давление в критическом сечении сопла по формуле:

Ркр = 0,528 · Р1 = 0,528 · 14 = 7,39 ат.

Вычислим критическую температуру:

Ткр = (2 · Т1) / (к + 1) = (2 · 298) / (1,4 + 1) = 248,3 К.

кг/м3.

Скорость в критическом сечении определяется по уравнению:

Wкр =

Представляя найденные величины в уравнение получим Fкр в расчете на одно сопло применительно к шестисопловой фурме:

Fкр = м2.

Диаметр сопла в критическом сечении составит:

dкр = м или 47,5 мм.

Принимаем dкр = 47 мм.

Площадь сечения одного сопла на выходе определяется по формуле:

Fвых =

Где V2 - удельный объем кислорода при Т2 и Р2, м3/кг;

W2 - скорость кислорода на срезе сопла Лаваля (на выходе), м/с.

Удельный объем кислорода (V2) с учетом параметров (Т2 и Р2) определится по уравнению:

P2V2 = RT2.

Температура кислорода (Т2) после его расширения до Р2 = 1,1 ат определяется по формуле:

Тогда

V2 = RT2 / P2 = (26,5 · 144) / 11000 = 0,347 м3/кг.

Скорость на срезе сопла определим уравнением:

Fвых =

dвых = ринимаем dвых = 73 мм.

Увеличение сечения от Fкр до Fвых происходит на участке lзакр, длина которого (мм) при принятом угле раскрытия в равном 10° составит:

lзакр =

Длина докритической части сопла (мм):

lдокр = dкр / 2 = 47 / 2 = 23,5 мм.

Принимаем lдокр = 26 мм. Радиус скругления сопла в докритической части при переходе к критическому сечению принимаем равным диаметру критического сечения (мм):

Rскр = dкр = 47.

Обычно на практике Rскр = (0,65 - 1,5) · dкр.

Диаметр входного сечения сверхзвукового сопла dвх определяется значениями lдокр и Rскр графически. В данном случае dвх = 58 мм.

Общая длина сопла составит:

l0 = lдокр + lзакр = 26 + 126 = 152 мм.

Принимая во внимание, что в практике кислородно-конвертерного процесса наблюдается тенденция расположения фурмы при продувке на выосте (Нф), близкой к длине ядра начальных скоростей струи (Х0), определим рациональную в данных условиях рабочую высоту фурмы над уровнем ванны в спокойном состоянии.

На основании приведенного работе выражения по определению длины ядра начальных скоростей струи и получим:

Нф = 2,47 · Р1 · dкр = 2,47 · 14 · 0,047 = 1,65 м,

Где Р1 - давление кислорода на входе в сопло, атм;

dкр - критический диаметр сопла, м.

4.2 Разработка конструкции наконечника и фурмы

Толщину стенки сопла берем равной 10 мм (обычно она равна 8-12 мм).

Принимаем угол наклона сопел к вертикальной оси равным 20° при размещении сопел на торцевой части головки в один ряд.

По полученным данным о размерах сопел, а также угла наклона их к оси фурмы путем графических построений определяем размеры и проектируем конструкцию коллектора и торцевой части головки фурмы.

В соответствии с полученными размерами выбираем необходимые диаметры кислородоподводящей (Дк) разделительной (Др) и наружной (Дн) труб фурмы по ГОСТ 8732-58 на стальные бесшовные трубы, выпускаемые нашей промышленностью. При этом учитывается необходимость обеспечения достаточного расхода воды на охлаждение фурмы, а также соотношение сечений каналов для подвода и отвода воды.

В данном случае Дк =325·8 мм, Др = 377·9 мм, Дн = 426·9 мм.

На основании данных о расстоянии от уровня спокойного металла в конвертере до фурменного окна в камине, а также крайнего верхнего положения каретки закрепления фурмы определяем длину последней в 23 м.

С учетом удаления патрубков фурмы от стационарных точек подвода кислорода и воды к агрегату выбираем длину гибкого металлического рукава в 23 м.

4.3 Расчет расхода воды на охлаждение фурмы

Потери тепла (Qф) на охлаждение кислородной фурмы определяют по формуле:

Qф = 3,14 · Dн (q1 · ln.к. + q2 · lн.к.),

Где q1, q2 - соответсвенно величина удельного теплового потока для участка фурмы, наводящейся в полости конвертера и для участка, расположенного над конвертером, МДж/м2·ч;

ln.к., lн.к. - соответственно длина участка фурмы, находящейся в полости конвертера и над ним, м;

Dн - наружный диаметр фурмы, м.

При наружном диаметре фурмы 0,426 м и глубине опускания ее в конвертер на 6,0 (глубина опускания определяется разностью между расстояние от уровня спокойной ванны до среза горловины конвертера и рабочей высоты фурмы над ванной) потери тепла во время продувки при q1 = 2500 и q2 = 3750 МДж/м2·ч составит:

Qф = 3,14 · 0,426 (2500·6 + 375·17) = 28592,06 МДж/ч или 28599,06·103 кДж/ч.

При этом весовой расход охлаждающей воды будет равен:

GH2O =

где С - теплоемкость воды (4,19 кДж/кг·К);

Твых, Твх - температура воды на выходе и входе в фурму, К.

Обычный расход воды на охлаждение фурмы