Министерство образования Республики Беларусь БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Кафедра «Металлургические технологии» РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ э д п Методические указания М и н с к 2 0 0 7 Министерство образования Республики Беларусь БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Кафедра «Металлургические технологии» РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЭДП Методические указания к выполнению курсового проекта для студентов специальности 1-42 01 01 «Металлургическое производство и материалообработка» М и н с к 2 0 0 7 УДК 669.045 ББК 34.3 я 7 Р 24 Составители: В.И. Тимошпольский, И.А. Трусова, С.М. Кабишов, Г.А. Климович, П.Э. Ратников Рецензенты: Н.И. Иваницкий, М.Л. Герман Методические указания к выполнению курсового проекта пред­ назначены для закрепления и углубления теоретических знаний, полученных при изучении лекционного материала, а также для приобретения практических навыков выполнения теплотехниче­ ских расчетов. © БИТУ, 2007 Содержание 1 Оформление курсового проекта.............................................. 5 2 Устройство дуговой печи.......................................................... 9 3 Расчет материального баланса.................................................. 13 Пример 1. Расчет материального баланса плавки............ 13 4 Определение геометрических параметров.......................... 23 Пример 2. Определение внутренних и внешних размеров печи с номинальной емкостью 300 т ....................27 5 Конструкция футеровки ДСП.............................. ..................... 30 5.1 Основная футеровка ДСП.............................................30 5.2 Кислая футеровка дуговых печей ...............................34 Пример 3. Расчет конструкции футеровки ДСП-300 ....... 34 6 Тепловой баланс дуговых печей...............................................38 Пример 4. Определение количества полезной энергии для нагрева и расплавления металла и шлака в ДСП-300 ..41 Пример 5. Определение тепловых потерь через футеровку ДСП-300 по данным примеров 1 и 2 .................. 45 Пример б. Определение тепловых потерь излучением через рабочее окно с водоохлаждаемой дверцей ДСП емкостью 300 т ........................................................................... 53 Пример 7. Определение тепловых потерь с газами ДСП-300 ..................................................................... 54 Пример 8. Определение тепловых потерь с охлаждающей водой для ДСП-300..................................... 56 Пример 9. Определение мощности тепловых потерь в период межплавочного простоя ДСП-300 по данным примеров 4, 5, 6 и 7.................................................................... 56 Пример 10. Определение суммарного количества электрической энергии ДСП-300 по данным примеров 4 -8 ..............................................................................57 7 Определение мощности печного трансформатора.............. 58 Пример 11. Определение мощности трансформатора ДСП-300 по данным примера 10............................................ 58 ЛИТЕРАТУРА................................................................................61 ПРИЛОЖЕНИЯ..............................................................................62 4 1 Оформление курсового проекта Данное методическое пособие призвано оказать помощь студентам специальности 1-42 01 01 «Металлургическое про­ изводство и материалообработка» при выполнении курсового проекта по дисциплине «Расчет и проектирование ЭДП». Курсовой проект включает в себя пояснительную записку и графическую часть. Пояснительная записка состоит из рефе­ рата, содержания, введения, теоретических сведений, описа­ ния проектируемого объекта, расчетной части, выводов и ре­ комендаций, списка использованных источников, перечня, краткой характеристики или спецификации чертежей. Все расчеты и принимаемые решения по конструкциям, материа­ лам и технологиям выполняются по соответствующим стан­ дартам, СНиПам, территориальным и ведомственным нормам. Графическая часть проекта представляет собой совокупность конструкторской и технологической документации, выпол­ ненной в виде чертежей, диаграмм, таблиц, обеспечивающих наглядность проектного решения. Графическая часть должна быть выполнена в электронной форме в соответствии с требо­ ваниями действующих нормативных документов. Исходные данные для расчетов студенты получают у пре­ подавателя в виде определенного варианта задания. График консультаций руководителя курсового проектиро­ вания приведен в задании к курсовому проектированию. Выполненный курсовой проект допускается руководителем к защите. Курсовой проект студенты защищают перед комис­ сией, которая определяет оценку проекта. Пояснительная записка печатается на ПЭВМ на одной сторо­ не бумаги формата А4: 210 х 297 мм. На листах вычерчивается рамка - с левой стороны листа поле 20 мм, с остальных - 5 мм и внизу штамп высотой 15 мм. При написании текста вверху и внизу оставляют свободное поле по 15 мм; с левой и правой сторон не менее 5 мм от рамки. Шрифт Times New Roman 14 pt, 5 полуторный межстрочный интервал. Абзац - 1,25 см, одина­ ковый по всему тексту. Оформление пояснительной записки должно удовлетворять требованиям к оформлению отчета о научно-исследовательской работе (ГОСТ 7.32-2001). Пояснительная записка должна быть сброшюрована, иметь обложку и титульный лист, оформленные в соответствии с Приложением А. Для выполнения иллюстраций разрешается использовать графические редакторы, фотографии. Повреждения листов, помарки, орфографические и грамма­ тические ошибки не допускаются. Текст основной части пояснительной записки курсового проекта разделяют на разделы, подразделы и пункты. Разделы нумеруются арабскими цифрами без точки в пределах всей пояснительной записки и записываются с абзацного отступа. Подразделы должны иметь нумерацию в пределах каждого раздела. Номер подраздела состоит из номера раздела и под­ раздела, разделенных точкой (например, 1.1). В конце номера подраздела точка не ставится. Пункты нумеруются в пределах подраздела. Номер состоит из номера раздела, подраздела и номера пункта (например, 1.1.1). Внутри пунктов могут быть приведены перечисления. Пе­ ред каждой позицией перечисления следует ставить тире или строчную букву, после которой ставится скобка. Для даль­ нейшей детализации необходимо использовать арабские циф­ ры, после которых ставится скобка, а запись производится с отступом. Разделы и подразделы должны иметь заголовки, которые четко и кратко отражают содержание раздела. Переносы слов в заголовках не допускаются. Если заголовок состоит из двух предложений, их разделяют точкой. Заголовки разделов сле­ дует писать прописными буквами с абзацного отступа. Заго­ ловки подразделов следует писать, начиная с прописной бук­ вы, строчными, с абзацного отступа. Точка в конце заголовка 6 не ставится, названия не подчеркиваются. Расстояние между заголовком и текстом составляет 3 интервала; между заголов­ ком раздела и подраздела 2 интервала. Нумерация страниц пояснительной записки и приложений, входящих в ее состав, должна быть сквозная. Первой страни­ цей пояснительной записки курсового проекта является ти­ тульный лист. Номера страниц на титульном листе, на зада­ нии к курсовому проектированию и реферате не ставятся, но включаются в общую нумерацию страниц. Страницы нуме­ руются арабскими цифрами, проставляемыми в правом верх­ нем углу страницы. Список использованных источников выполняется в порядке упоминания источников в тексте в соответствии со стандартом. Материал пояснительной записки должен быть изложен технически грамотно, четко, сжато. Текст, предшествующий расчету, должен пояснять этот расчет. Расчеты иллюстриру­ ются схемами, графиками, эпюрами. Результаты расчетов ре­ комендуется представлять в виде таблиц, диаграмм или гра­ фиков. Все иллюстрации именуются рисунками. Иллюстрации следует нумеровать в пределах раздела арабскими цифрами. Номер рисунка состоит из номера раздела и порядкового но­ мера рисунка, разделенных точкой, например «Рисунок 3.1». Иллюстрацию каждого приложения обозначают отдельной нумерацией арабскими цифрами с добавлением перед цифрой обозначения приложения, например, «Рисунок А.З». Иллюстрации должны иметь наименования и пояснитель­ ные данные (подрисуночный текст). Слово рисунок, номер и наименование помещают после рисунка и пояснительных данных, например, «Рисунок 1.1 — Детали...». На иллюстрации, изображающей составные части агрегата, должны быть в возрастающем порядке указаны номера пози­ ций этих составных частей в пределах данной иллюстрации. Номер и наименование приводятся в подрисуночном тексте. 7 Таблицу, в зависимости от ее размера, помещают под тек­ стом, в котором впервые дана ссылка на нее, или на следую­ щей странице, а при необходимости - в приложении. Допус­ кается помещать таблицу вдоль длинной стороны листа. Таблицы следует нумеровать в пределах раздела арабскими цифрами. Номер таблицы состоит из номера раздела и поряд­ кового номера таблицы', разделенных точкой, например, «Таб­ лица 1.3». На все таблицы пояснительной записки должны быть ссылки в тексте. Слово «таблица» с номером указывают один раз слева над первой частью таблицы. При переносе час­ ти таблицы на другую страницу над другими частями пишут слова «Продолжение таблицы» с указанием номера таблицы. Над последней частью таблицы - «Окончание таблицы» с ука­ занием номера таблицы. Название таблицы должно отражать содержание таблицы, быть точным и кратким. Название следует помещать над таб­ лицей сразу после номера таблицы. При переносе части таб­ лицы название помещают только над первой частью таблицы. Заголовки строк и граф таблицы следует писать с пропис­ ной буквы, а подзаголовки - со строчной буквы. В конце заго­ ловков и подзаголовков таблиц точки не ставят. Формулы выносятся в отдельную строку и нумеруются циф­ рами в круглых скобках, размещаемыми справа от формулы. В список использованной литературы включают только те источники, на которые сделаны ссылки в записке. Литератур­ ные источники располагаются в порядке появления ссылок в тексте. Сведения о книгах включают: фамилии и инициалы авторов, заглавие, место издания, издательство, год издания, число страниц (ГОСТ 7.1-2003). 8 2 Устройство дуговой печи Благодаря своим преимуществам дуговая сталеплавильная печь предназначена в основном для производства легированных высококачественных сталей - коррозионно-стойких, инструмен­ тальных, конструкционных, электрических, жаропрочных и др., а также различных сплавов. 4 Ось транарорналюрц 1 - дуговая сталеплавильная печь; 2 - гибкие водоохлаждаемые кабели; 3 - короткая сеть; 4 - печной трансформатор; 5 - контур заземления; 6 - шина высокого напряжения; 7 - сетчатое ограждение; 8 - сливной кювет для транс­ форматорного масла; 9 - агрегат электромашинного усилителя автоматическо­ го регулятора печи; 1 0 -пультовое помещение; 1 1 - высоковольтный кабель; 1 2 - агрегат питания статора устройства электромагнитного перемешивания металла; 13 - маслонапорная установка; 14 - токопровод к статору Рисунок 2.1 - План и разрез установки дуговой сталеплавильной печи 9 Дуговая сталеплавильная печь состоит из металлического корпуса в виде кожуха, как правило, цилиндрической формы со сферическим днищем. Изнутри кожух футерован высоко­ огнеупорными материалами. Плавильное производство печи сверху перекрывается съемным сводом, огнеупорная кладка которого выполняется в специальном сводовом кольце. В сте­ нах печи имеются одно или два рабочих окна и одно выпуск­ ное отверстие с желобом для слива металла и шлака в ковш. Рабочие окна служат для загрузки шлакообразующих, руды, ферросплавов и для ряда технологических операций - спуска шлака, взятие проб металла и шлака. I 7 /^7 ЬV т / 1 f 1 V,У ( '4г“ 1 Т - / : n * If * 5 '^ /T /T /T fT T T /T T ^ '7' ' '.. ^ £ Ш и Рисунок 2.2 - Схема дуговой плавильной печи Основная масса электродуговых печей питается трехфазньш переменным током. Имеет три цилиндрических электрода 9 из графитизированной массы, закрепленных в электрододержате- лях 8, к которым подводится электрический ток по кабелям 7. Между электродом и металлической шихтой 3 возникает элек­ трическая дуга. Корпус печи имеет форму цилиндра. Снаружи 10 он заключен в прочный стальной кожух 4, внутри футерован основным или кислым кирпичом 1. Плавильное пространство ограничено стенками 5, подиной 12 и сводом 6. Съемный свод 6 имеет отверстия для электродов. В стенке корпуса расположено рабочее окно 10 (для слива шлака, загрузки ферросплавов, взя­ тия проб), закрытое при плавке заслонкой. Готовую сталь вы­ пускают через сливное отверстие со сливным желобом 2. Печь опирается на секторы и имеет привод И для наклона в сторону рабочего окна или желоба. Печь загружают при снятом своде. Вместимость печей составляет 0,5...400 тонн. В металлур­ гических цехах используют электропечи с основной футеров­ кой, а в литейных - с кислой. В основной дуговой печи осуществляется плавка двух видов: а) на шихте из легированных отходов (методом переплава); б) на углеродистой шихте (с окислением примесей). Плавку на шихте из легированных отходов ведут без окисле­ ния примесей. После расплавления шихты из металла удаляют серу, наводя основной шлак, при необходимости науглерожива­ ют и доводят металл до заданного химического состава. Прово­ дят диффузионное раскисление, подавая на шлак измельченные ферросилиций, алюминий, молотый кокс. Так выплавляют леги­ рованные стали из отходов машиностроительных заводов. Плавку на углеродистой шихте применяют для производст­ ва конструкционных сталей. В печь загружают шихту: сталь­ ной лом, чушковый передельный чугун, электродный бой или кокс для науглероживания металлов и известь. Опускают элек­ троды, включают ток. Шихта под действием электродов пла­ вится, металл накапливается в подине печи. Во время плавле­ ния шихты кислородом воздуха, оксидами шихты и окалины окисляются железо, кремний, фосфор, марганец, частично углерод. Оксид кальция из извести и оксид железа образуют основной железистый шлак, способствующий удалению фосфора из ме­ талла. После нагрева до 1500.. .1540 °С загружают руду и известь, проводят период «кипения» металла, происходит дальнейшее 11 окисление углерода. После прекращения кипения удаляют шлак. Затем приступают к удалению серы и раскислению ме­ талла заданного химического состава. Раскисление производят осаждением и диффузионным методом. Для определения хи­ мического состава металла берут пробы и при необходимости вводят в печь ферросплавы для получения заданного химиче­ ского состава. Затем выполняют конечное раскисление алюми­ нием и силикокальцием, выпускают сталь в ковш. При выплавке легированных сталей в дуговых печах в сталь вводят легирующие элементы в виде ферросплавов. Дуговая печь опирается на два опорных сегмента - люльки, с помощью которых печь может наклоняться в сторону рабо­ чего окна или выпускного отверстия. Наклон печи осуществ­ ляется при помощи механизма наклона с электрическим и гидравлическим приводом. 1 - утолщенный набивной пол; 2 - заслонка; 3 - стеновая панель; 4 - трубчатый каркас стен; 5 - свод эркера; 6 - эркер; 7 - сталевыпускное отверстие; 8 - запорная пластина; 9 - рабочее окно Рисунок 2.3 - Рабочее пространство печи с эркерным выпуском з 12 3 Расчет материального баланса Плавка в дуговой сталеплавильной печи состоит из сле­ дующих основных периодов (цифры в скобках характеризуют примерную продолжительность каждого периода): 1) период расплавления (с подвалкой) (60 %); 2) окислительный период (9,4 %); 3) период рафинирования (18,2 %); 4) период межпла- вочных простоев, включающий выпуск, заправку, очистку и завалку (12,4 %). В первый период происходит нагрев и расплавление ших­ ты. Печь потребляет большую часть электроэнергии. Поэтому при проектировании дуговой сталеплавильной печи расчет проводят только для периода расплавления. Пример 1. Расчет материального баланса плавки Расчет материального баланса осуществляют на 100 т (100 кг) шихты либо на общую массу завалки. Исходные данные для расчета: кордовая сталь марки 70 К. Для данной марки стали использована шихта, содержащая 47,461 % - пакеты «ВАЗ»; 16,997 % - чугун передельный; 35,542 % - окатыши металлизированные. Химический состав компонентов шихты и стали в конце периода окисления при­ ведены в таблице 3.1. Таблица 3.1 - Химический состав шихтовых материалов Шихтовые материалы С, % Si, % Мп, % Fe, % т % Чугун передельный 4,3 0,46 0,27 94,97 19,75 16,997 Окатыши 1 , 2 0 0 89,4 41,3 35,542 Пакеты «ВАЗ» 0,04 0,016 0 , 2 1 99,734 55,15 47,461 Средний состав 1,1763 0,0858 0,1456 95,251 - - Сталь в конце периода расплавления 0,73 0 0 , 1 0 2 99,168 - - Всего: 116,2 1 0 0 13 Определяем угар примесей U в период расплавления как разность между средним содержанием элемента в шихте и в стали в конце периода расплавления: U f =тш(С( -С\),кт , (3.1) где тш - масса металлической части шихты, кг; Сг - содер­ жание примеси в шихте, % по массе; С ' - содержание эле­ мента в стали в конце периода расплавления, % по массе; i - выгорающие элементы (С, Si, Mn, Fe). Определяем угар примесей, кг. Таблица 3.2 - Расчет угара примесей Углерод С (1 ,1 7 6 3 -0 ,7 3 )-1 1 6 2 0 0 1 0 0 519 Кремний Si 0 ,0 8 5 8 -1 1 6 2 0 0 1 0 0 1 0 0 Марганец Mn (0 ,1 4 5 6 -0 ,1 0 2 )-1 1 6 2 0 0 1 0 0 50,616 Железо Fe принимает 2 ,5 ...3 % от массы шихты 2905 ВСЕГО 3574,6 Принимаем, что 30 % углерода окисляется - до СО2, а 70 % - до СО. Исходя из этого, находим расход кислорода на окисле­ ние примесей и массу образовавшихся оксидов. Расход кислорода в период расплавления: Г о 1 U fM Q1*Н=- 7^ ’КГ’ (3-2) где Mj - молекулярная масса элемента; М0з - молекулярная масса кислорода. 14 C -^C 02 0,3 ■ Ur ■ — ,кг; L 12 С ^С О 0,7-Uc ~ » к г ; Si-*Si02 Mn-^MnO f /Mn , кг; 48 F е(в дым)“ > F е 2 0 з ( в дым) ^ F e ’ 1 1 2 ’ Расчеты представим в виде таблицы 3.3, принимая С = 519 кг; Si = 100 кг; Мп = 50,616 кг (т'е, угар примесей, рассчитанный выше). Таблица 3.3 - Расход кислорода в период плавления Расход кислорода, кг Масса оксида, кг с-^со2 0.3-C-32/12 414,92 о,зс + со2 570,52 с-^со 0.7-С-16/12 484,07 0,7 С + СО 847,13 S i—;^Si02 Si-32/28 113,91 Si + S i0 2 2072,1 Mn-^MnO Mn-16/55 14,725 Mn + MnO 66,208 FefB дым) ^ i, лым) Fe(e дым) -48/112 1245 Fe + Fe2 0 3 4150 Всего 2272,6 Всего 7705,9 Химический состав шлака в конце периода расплавления берется согласно промышленным исследованиям или задается преподавателем. В качестве примера состав шлака приведен в таблице 3.4. 15 Содержание оксидов железа в шлаке зависит от содержания углерода в металле и определяется с помощью таблицы 3.5. Ре g По практическим данным отношение-------------- дринима- FeB Fe20 3 ется равным 2... 4. В соответствии с этим принимаем, что при содержании в ста­ ли углерода в конце периода расплавления, равном 0,73 %, со­ держание оксидов железа в шлаке составит 9,41 %, причем FeO будет 7,058 % (доля - 0,75), a Fe2C>3 - 2,353 % (доля - 0,25). Таблица 3.4 - Состав шлака в конце периода расплавления Si0 2 AI2 Q3 F&iCh MnO MgO CaO Р2О 5 S Q 2 Q 3 Металличе­ ская шихта 2072,09 123,9 0 66,208 165,2 867,3 0 0 0 Магнезиго- хромитовый кирпич 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Магнезитовый кирпич 9,7608 5,2058 6,5072 0 292,82 8,4594 0 0 0 Магнезитовый порошок 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Магнезит (подвалка) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Известь 0 0 0 0 81,08 7540,4 8,108 4,054 0 Кокс 0 0 0 0 0 0 0 3,19 0 Итого 2081,8 129,1 6,5 6 6 , 2 539,1 8416,2 8 , 1 7,2 0 , 0 Всего 11254,2 кг. Таблица 3.5 - Зависимость содержания оксидов железа в шлаке от содержания углерода в металле [C],% 0,08-0 ,18 0,20-0,32 0,28-0 ,42 0,67-1 ,09 (Fe0 6 m), % 14,4 1 2 , 8 11,04 9,41 16 Масса шлака без оксидов железа, равная согласно таблице 3.4 - 11254,2 кг, составляет (l 00 - 9,41) = 90,59 %, а общая масса шлака: 4 п л = ---------------------------------------------— --------(3.3) 100- F e o6l4 где Ь'Ш51 - масса шлака без оксидов железа (по составу шлака к концу выплавки), кг; Feo6lII - содержание оксидов железа в шлаке, %. Подставляем данные: 11254 2 Ддл=- -— - = 12423,2 кг. шл 0,9059 Масса оксидов железа в шлаке: £ш;| - 12423,26-11254,2= 1169 кг. Масса оксидов железа в шлаке равна 1169 кг, из которых 292,25 кг РегОз (0,25) и 876,75 кг FeO (0,75). Таким образом, состав шлака следующий. Таблица 3.6 - Состав шлака S i 0 2 AI2 O3 Fe2 0 3 MnO MgO CaO P2O5 S СГ2 О3 FeO кг 2081,8 129,1 292,25 6 6 , 2 539,1 8416,2 8 , 1 7,2 0 , 0 876,75 % 16,77 1,04 2,35 0,5 4,34 67,78 0,06 0,05 0 7,06 17 Основность шлака: ( з -5 ) где СаО - содержание СаО в шлаке, %; Si02 - содержание SiC>2 в шлаке, %. * = ^ = 4,04. 16,77 Учитывая, что окислится железа: до Fe2C>3 ........... 292,25 кг, до F eO ............ 876,75 кг, поступит железа из металла в шлак: т , - - тр е2Оэ 4 1 2 . ^FeO-56 ^Fe(nin) j g Q + j 2 ’ ’ (3.6; где wFe2o3 - масса Fe203 , кг; mFe0 - масса FeO, кг; 112 и 56 - молекулярная масса железа в РегОз и FeO соответственно; 160 и 72 - молекулярная масса РегОз и FeO соответственно. 292,25-112 876,75-56 00^ „ ГПре(тп) = ---------------+ --------------= 886,67 КГ.щшл) 160 72 Выход годного с учетом металла скачиваемым шлаком, кг: -^годн ~ mui ~~ и к mFe(mn) mFe(yu .шл)’ (3.7) 18 где тш - масса металлошихты без учета количества извести; UK - масса выгоревших примесей за всю плавку, определяет­ ся как сумма выгоревших примесей за период расплавления и окислительный период плавки, кг; /яре(шл) - потери железа на образование оксидов железа в шлаке, кг; тщуи,ШЛ) - количест­ во железа, уносимого шлаком, кг (принимаем 0,5 % от тщ). Мгодн =116200-3574,6-886,67-581 = 11157,8 кг. Расход кислорода на окисление железа: Д0 2(Fe) mFe,02W3 ^Fe2Q3 ~112 160 + m¥tO' m?tO ' 56 72 кг; (3.8) В,'О 2 (Fe) 292,5- 292,5-112' 160 876,75- 876,75-56 72 = 282,6 кг. Расход кислорода на окисление всех примесей: во2 = К 1ф + во2 (Fe)> к г > (3 -9 ) где [ д Ц _ расход кислорода на окисление примесей (таб­ лица 3.3). В0 =2272,6 + 282,6 = 2555,2 кг. Принимаем, что количество кислорода, вносимого возду­ хом 80 %, техническим кислородом вносится 20 % . Принимая коэффициент усвоения кислорода равным 0,9, оп­ ределим потребное количество кислорода: 19 Г° 2 = ^ Г ’ к г ' (ЗЛ0) у = 255^2 = 2839 1 ет ° 2 0,9 или 2839,1-22,4 =1 4 мз 32 Количество неусвоенного кислорода: к0н =од г 0 .кг. (3.11) Fq =0,1-2839 = 283,9 кг или 198,7 м3. Кислороду, вносимому воздухом, сопутствует азот в количестве 4 =IV 0.8— .кг. (3.12) где 77 и 23 - соответственно массовая доля азота и кислорода в воздухе. = 2839,1 • 0,8 • — = 7603,84 кг или 6083,07 м3. 23 При определении количества выделяющихся газов необхо­ димо учесть образование СО и С 02 (в отношении 70 и 30 %) при горении углерода электродов. Согласно практическим 20 данным, расход электродов на плавку составляет 4...7 кг/т, при­ чем приблизительно 60 % расходуется в период расплавления. Согласно экспериментальным данным расход электродов на плавку составляет Рэл = 3.. .4 кг/т стали. Принимаем 3,4 кг/т стали. С учетом массы завалки расход электродов 3,4-116,2 = 395,08 кг. С образованием СО сгорает 0,7РЭЛ кг С и образуется 0 , 7 — кг СО. 12 С образованием СО2 сгорает 0,3 Рэл кг С и образуется 0,3/>эл- ^ кг СО2. * гг, 0,7-3,4-116200 _С образованием СО сгорает --------------------= 276,5 кг С и 28образуется 276,5 ■ — = 645 кг СО. Для горения углерода электродов требуется кислорода: Уог ^ Р м ( Л - \ \ + д , г Г ^ ^ \ , кг; (3,13) 12 Vq = 276,5- — -1 12 ,+ 118,5 4412 -1 = 684,7 кг или 479,3 м Окисление углерода электродов происходит кислородом, подсасываемым в печь, которому сопутствует азот в количестве 77 V-S = 684,7 • — = 2292,3кг или 1604,6 м 3.n 2 23 21 Таблица 3.7 - Состав выделившихся газов Газ кг % с о 2 570,52 + 4 3 4 ,6 = 1005,12 7,93 СО 8 4 7 + 4 5 = 1492 11,76 о,. 283,9 2,24 n 2 7603,84 + 2292,3 = 9896,14 78,07 Всего 12677,16 1 0 0 , 0 Количество извести определяем по количеству СаО в шла­ ке с учетом того, что его содержание в извести составляет 92...93 %: 7540,4 0,92 = 8196,09 кг. Теперь по расчетам материального баланса и процесса горения газа можно определить состав и количество Vyx вьщеляющихся газов и составить материальный баланс периода расплавления. Таблица 3.8 - Материальный баланс плавки Поступило кг Получено кг Окатыши 41300 Металл 111157,8 Чугун передельный 19750 Шлак 12243,2 Пакеты «ВАЗ» 55150 Потери металла со шлаком 581 Известь 8196,09 Уходящие газы Футеровка 325 СО 1492 Электроды 395,08 С 0 2 1005,12 Болото — n 2 9896,14 Воздух 13136,04 0 2 283,9 Технический кислород 511,04 Fe2 0 3 4150 ВСЕГО 138763,25 ВСЕГО 140809,16 Невязка 1,45 %. Допустимая относительная погрешность расчетов не долж­ на превышать 3 %. 4 Определение геометрических параметров Основными геометрическими параметрами ДСП являются: 1) Я м - глубина ванны по зеркалу жидкого металла; 2) Нв - глубина ванны до откосов печи; 3) Я п л - высота плавильного пространства; 4) Z)M - диаметр ванны по зеркалу жидкого металла; 5) Д , - диаметр ванны на уровне порога рабочего окна; 6) DK - внутренний диаметр кожуха печи; 7) D0T - диаметр ванны на уровне откосов. Наиболее распространенной является сфероконическая ванна с углом между образующей и осью конуса, равным 45°. Объем ванны до откосов включает в себя объемы металла VM, шлака Уш и дополнительный Va, т.е. Г„=ГМ+КШ+КД. (4.1) Если плотность жидкого металла рм, а емкость печи М, т, то (4.2) Рм Диаметр зеркала жидкого металла определяется из соотно­ шения Z)m=2000-c - ^ , mm, (4.3) где DM - диаметр зеркала жидкого металла, мм; VM - объем жидкого металла, м3; с - коэффициент, зависящий от отноше­ ния диаметра зеркала металла к глубине ванны по металлу. Обычно коэффициент с определяется по формуле с = 0,875 + 0,042я, где а — . Для большинства печей а = 4,5...5,5, при- Н и чем меньшие значения характерны для небольшой емкости и 23 технологического процесса, не требующего тщательного ра­ финирования расплавленного металла в печи. При таких соот­ ношениях с теплотехнологической точки зрения будет обес­ печено и сравнительно равномерное облучение поверхности ванны от дуг и кладки печи, и более равномерный прогрев ме­ талла в объеме ванны. Глубина ванны по жидкому металлу Я м = — , мм, (4.4) а где Н м - глубина ванны жидкого металла. Глубина сферического сегмента Я с =(0,02...0,25)-Ям , мм. (4.5) Над жидким металлом в ванне предусмотрено пространст­ во для шлака, объем которого составляет 20 % объема металла в небольших печах и 10... 17 % - в крупных: Гш =(0,10...0, 20)-Fm, m3. (4.6) Высота слоя шлака определяется из выражения 1000-PLЯ ш = ----------^ , мм, (4.7) 0,785 где 0,785 - эмпирический коэффициент; 1000 - переводной коэффициент. Уровень порога рабочего окна принимается на уровне шла­ ка или на 20.. .40 мм выше: 24 h' = 0...40 мм. Уровень откосов рекомендуется принимать на 30...70 мм выше уровня порога рабочего окна во избежание размыва шлаком основания футеровки стен: h" = 30...70 мм. Объем от уровня шлака до уровня верха откосов называет­ ся дополнительным. Обычно он составляет 10... 15 % от объе­ ма металла. Глубина ванны до уровня откосов печи равна Н ъ = Н м + Н ш +h' + h" , мм. (4.8) Диаметры рабочего пространства дуговой печи на уровне по­ рога рабочего окна и на уровне откосов соответственно равны Dn ~ DM+ 2-(Нш + h'), мм; (4.9) D0 =Dn + 2h", мм, (4.10) где Dn — диаметр рабочего пространства на уровне порога ра­ бочего окна, мм; D0 - диаметр рабочего пространства на уровне откосов, мм. Высота конической части ванны hK= H M - # с, мм. (4.11) Тогда диаметр основания шарового сегмента Д. находится из выражения £>c =Z)m- 2 A , mm. (4.12) 25 Для современных дуговых сталеплавильных печей высота плавильного пространства Н пд принимается в пределах, при­ веденных в таблице 4.1. Таблица 4.1 - Зависимость высоты плавильного пространства от диаметра на уровне откосов Емкость печи, т Дсшя Н т от D 0TK 0 ,5 ...5 0 ,5 ...0 ,451 © 1 о ! 0 ,45 ... 0,4 1 0 0 ... 0 ,38 ...0 ,34 Выше откосов стены делаются наклонными под углом 15..30° к вертикали. В этом случае увеличивается стойкость огнеупорной кладки, так как по высоте стен увеличивается расстояние от дуг и уменьшается плотность теплового потока на верхний пояс. Высота наклонной части стен Я н =(0,25...0,33)-(ЯПЛ-Л 'г),м м . (4.13) Высота цилиндрической части стен Я ц = Я пл - Я н, мм. (4.14) Диаметр стен определяется по формуле Агг = Аут ~ 2 -Я н -tga, мм, (4.15) где a - угол наклона стен по вертикали. Оставшиеся размеры печи определяются с учетом материа­ ла и толщины огнеупорной кладки подины, стен и свода. 26 Пример 2. Определение внутренних и внешних размеров печи с номинальной емкостью 300 т Основными геометрическими размерами являются: • Ям - глубина ванны по зеркалу жидкого металла; • Яв - глубина ванны до откосов печи; • Япл - высота плавильного пространства; • Du - диаметр ванны по зеркалу жидкого металла; • D„ - диаметр ванны на уровне порога рабочего окна; • £>к - внутренний диаметр кожуха печи; • Dot - диаметр ванны на уровне откосов. Принимаем, что печь имеет сфероконическую ванну с уг­ лом между образующей осью конуса, равным 45°. Объем ванны включает в себя объем металла Ум, шлака Уш и дополнительный Уд , то есть у =У +у +у Определяем объем жидкого металла в количестве, равном номинальной емкости печи: т. М 300 . 1Г1, лп з Ум = — = - — = 41,96 «42 м3, Рм 7,15 где М - номинальная емкость печи (при расчете курсового проекта емкость печи принимается равной массе металлоза- валки), т; рм = 7,15 т/м3 - плотность жидкого металла. Определяем диаметр зеркала жидкого металла. Для сравне­ ния сфероконической ванны принимаем высоту сферического сегмента равной 20 % глубины жидкого металла, а отношение а - —— = 5,25 . Тогда коэффициент с равен 27 с = 0,875 + 0,042 • 5,25 = 1,096 . Диаметр зеркала жидкого металла £>м =2000-с-з/^7 = 2000-1,096-^42 = = 2192-3,48 = 7625 « 7,63 м. Глубина ванны по жидкому металлу ^ - = — = 1 4 5 3 * 1 ,4 5 м . а 5,25 Глубина сферического сегмента Нс = 0,2 • Нм = 0,2 ■ 1,45 = 0,29 м. Расчетный объем шлака Уш принимаем равным 12 % объе­ ма жидкого металла: Уш = 0,12 • VM = 0,12 ■ 42,0 = 5,04 м3. Высота слоя шлака 1000-Кц 1000-5,04 Н ш = ----------Щг- = ---------- » 110 «ОД 1 м. 0,785 ■ D l 0,785 • 7,632 Диаметр зеркала шлака £>ш = DM+ 2-Н ш =7,63 + 2-0,11 = 7,85 м. Диаметр ванны на уровне порога рабочего окна выбираем с таким расчетом, чтобы уровень порога был на 40 мм выше уровня зеркала шлака: 28 Ai ~ Dm + 2 -W = 7,85 + 2-0,04 = 7,93 m , где t i - расстояние от зеркала шлака до уровня порога рабо­ чего окна. Уровень откосов принимаем на 70 мм выше уровня порога рабочего окна, то есть h" = 0,07 м: D0 = Dn +2-h" = 7,93 + 2• 0,07 = 8,07 м. Глубина ванны до уровня откосов печи равна Я в = Я м + Я ш + И + h" = 1,45 + ОД 1 + 0,04 + 0,07 = 1,67 м. Зная высоту конической части ванны = Я М- Я С =1,45-0,29 = 1,16 м, находим диаметр основания шарового сегмента £>с = DM - 2 /fe =7,63-2-1,16 = 5,31 м. Высоту плавильного пространства Я пл от уровня откосов до верха стены на основании данных таблицы 4.1 принимаем равной Я пл = 0,36 • D0 = 0,36 • 8,07 » 2,9 м. Выше откосов стены делаются наклонными под углом 15.. .30° к вертикали. При таком наклоне их можно заправлять. При­ нимаем угол наклона стен 30°. Высота наклонной части стен составляет Я н =(0,25...0,33)-(ЯПЛ- h ”)= 0,31 (2,9-0,07) = 0,877 «0,9 м. 29 5 Конструкция футеровки ДСП Конструкцию футеровки кроме внутреннего профиля рабо­ чего пространства определяют материалы рабочего, арматур­ ного и теплоизоляционного слоев кладки, а также форма и размеры кожуха ДСП. Для кладки рабочего слоя ДСП исполь­ зуются основные и кислые огнеупорные материалы. 5.1 Основная футеровка ДСП Подина и откосы Футеровка подины состоит из рабочей части и теплоизоля­ ционного слоя. Рабочая часть футеровки подины состоит из набивного слоя и кирпичной кладки. Верхний набивной слой обычно выполняют из магнезитового порошка, замешанного на смеси смолы и пека, толщиной 100...200 мм. Средний огнеупорный слой выполняется из магнезита марки МУ-91, МО-91, МУ-89. Толщина рабочего слоя должна составлять 70...80 % футе­ ровки ванны, то есть 4.. .6 рядов кирпича. Нижний - изоляци­ онный слой - выполняют из легковесного шамота марки ШЛБ-1, 3, одним-двумя слоями (нормальный кирпич имеет размеры 230x115x65 мм). На металлическое днище укладывают листовой асбест и насыпают выравнивающий слой шамотного порошка общей толщиной 30.. .40 мм. Для печей различной емкости рекомендуется следующая тол­ щина отдельных слоев и всей футеровки подины (таблица 5.1). Таблица 5.1 - Толщина отдельных слоев и всей футеровки подины ДСП Емкость печи, т < 1 2 2 5 ...5 0 1 0 0 2 0 0 300 400 Набивной слой, мм 1 0 0 1 0 0 150 150 160 180 Кирпичная кладка, мм 300...365 395 ...495 530 575 595 620 Изоляционный слой, мм 85 105 170 190 195 2 0 0 Общая толщина, мм 485 ...550 600 ...700 850 915 950 1 0 0 0 30 Откосы ниже уровня шлака выкладываются обычным (МО-91), а в районе шлакового пояса - плотным магнезитовым кирпи­ чом марки МУ-91 и выводятся на 100...200 мм выше уровня шлакового пояса. Тепловая изоляция кожуха на высоте отко­ сов обычно выполняется из тех же материалов и в той же по­ следовательности, что и изоляция подины. Стены ДСП Для футеровки стен основных дуговых печей используется периклазошпинелидный и магнезитохромитовый плотный кир­ пич (ПШСП, МХСП), обычный обжиговый (ПШСО, МХСО) или безобжиговый в железных кассетах (БМХС) и хромомагне­ зитовый (ХМ) (прямой ПШ и MX кирпич имеют размеры 230х 115x65, ЗООх 150x75,380х 150x75, а ХМ - 230х 115x65). С тем чтобы облегчить тепловую работу и повысить стой­ кость футеровки, кладка стен обычно не имеет тепловой изоля­ ции. Верх стен изнашивается меньше, поэтому он выкладывает­ ся кирпичом меньшего размера, с одним-двумя уступами. В зависимости от емкости можно рекомендовать следую­ щую толщину огнеупорной кладки стен (таблица 5.2). Таблица 5.2 - Толщина огнеупорной кладки стен ДСП Емкость печи, т < 1 2 25...50 1 0 0 2 0 0 300...400 Общая толщина на уровне откосов 8 Ь мм 365...445 445...495 525... 575 575...610 550...650 Общая толщина в верхней части 52) мм 230... 300 300...365 365...415 380...450 400...470 Тогда £>„.„ = £>„ + 28,; (5.1) Ц ,= £> „ + 252, (5.2) где 5] - толщина футеровки стен на уровне откосов, м; 5г - тол­ щина футеровки цилиндрической верхней части стен, м. 31 Кожух или его части свариваются из котельной стали. Толщина кожуха АК = ^ - . (5.3) 200 V ' В обшивке кожуха вырезают отверстия для летки и рабоче­ го окна. Рабочее окно печи имеет следующие размеры: ширина Ъ = (0,22...0,33)- £>от ; (5.4) высота А = (0,65...0,7)-6; (5.5) стрела выпуклости арки рабочего окна й « , = ~ 6 . (5.6) Свод Футеровку сводов основных дуговых печей наиболее часто выполняют из прямого и небольшого количества клинового кир­ пича марки МХОП и в отдельных случаях из динасового кирпича. Толщина футеровки свода соответствует длине стандартно­ го кирпича и обычно составляет (таблица 5.3). Таблица 5.3 - Толщина футеровки свода ДСП Емкость печи, т < 12,5 2 5 ...5 0 1 0 0 5СВ, мм 230 ...300 380 380...460 32 В современных ДСП свод опирается на кожух печи и по­ этому можно считать, что его диаметр примерно равняется диаметру верха кожуха, т.е. А » «Ас- (5-7) Стрела выпуклости свода ( hCTp) зависит от материала и пролета (диаметра) свода (таблица 5.4). Таблица 5.4 - Геометрические параметры свода в зависимости от материала футеровки Материал свода ^стр Магнезитовый (хромомагнезитовый) (0 , 1 1 . . . 0 , 1 2 ) О св Динасовый (0 ,08 ...0 ,1 ) £>св При этом высота центральной части свода над уровнем от­ косов составит Я с в = Я п л + / 2стр>м м - С5 '8) Интенсивность облучения определяется диаметром распада электродов Dp, который задает расстояние «дуга-стенка». По­ этому задача определения рационального значения Dp сводит­ ся к выбору величины соотношения обеспечивающего А в возможно более равномерное распределение тепловой нагруз­ ки по периметру печи и высокой стойкости футеровки стен. Наилучшее условие при минимальном значении Однако А в возможности его уменьшения ограничиваются соображениями 33 конструктивного характера (необходимость размещения элек- трододержателей, обеспечения достаточно высокой строи­ тельной прочности центральной части свода). При проектировании печей следует принимать значения, приведенные в таблице 5.5. Таблица 5.5 - Величины для различных ДСП Емкость печи, т 12...50 100 200 Do в 0,40...0,35 0,25 0,20 Тогда 0p = * -A » - ' (5-9) 5.2 Кислая футеровка дуговых печей Теплоизоляция подины и откосов кислых дуговых печей выполняется из тех же материалов, что и основных печей. Ра­ бочую часть футеровки подины и откосов изготавливают из динасового кирпича и набивного слоя из кварцевого песка (90 %) и огнеупорной глины (10 %) на жидком стекле. Стены и свод набиваются из динасового кирпича. Пример 3. Расчет конструкции футеровки ДСП-300 На основании данных из примера 2 проектируем футеровку ДСП. Для кладки рабочего слоя ДСП используем основные огнеупорные материалы. Подина и откосы Исходя из данных, приведенных в таблице 5.1, принимаем общую толщину подины 950 мм. Нижний изоляционный слой 34 выполняем из листового асбеста толщиной 10 мм, укладывае­ мого на металлическое днище, шамотного порошка общей толщиной 45 мм и легковесного шамота марки ШЛБ-1, 3, сум­ марной толщиной 195 мм (три слоя «на плашку»). Средний огнеупорный слой выполняется из магнезита марки МУ-91 суммарной толщиной 575 мм (пять слоев «на ребро»). Огнеупорная набивка выполняется из магнезитового порошка со связующим в виде смеси смолы и пека толщиной 125 мм. Откосы ниже уровня шлака выкладываются обычным маг­ незитовым кирпичом марки МО-91, а в районе шлакового пояса - плотным магнезитовым кирпичом. Стены Толщину футеровки стены на уровне откосов принимаем равной 500 мм (460 мм кирпич магнезитохромитовый марки МХСП и 40 мм засыпка зазора между кирпичной кладкой и кожухом печи крошкой их отходов кладки). Засыпка выпол­ няет роль демпферного слоя, компенсирующего тепловое расширение кирпичной кладки стены. При цилиндрическом кожухе целесообразно выполнение вертикальной стены уступами с постепенным уменьшением толщины стены от основания до верха стены. Исходя из стан­ дартных размеров длины огнеупорных кирпичей 300, 380 и 460 мм, принимаем толщину стены, включая слой засыпки: 500 мм в нижней части, 420 мм в средней части. Выбрав материалы и толщину огнеупорной кладки стен, определяем внутренний диаметр кожуха на уровне откосов: Ас.от = Д уг + 2 ■ s i = 8’0 7 + 2-0,5 = 9,07 м и его цилиндрической части DK=DCT+ 2 ■ 52 = 9,0 + 2 • 0,42 = 9,9 м, где 5 i и 62 - соответственно толщина футеровки стен на уров­ не откосов и цилиндрической части стен, м. 35 Кожух сваривается из листовой котельной стали. Толщина кожуха определяется по формуле D 99 АК = » 0,05 м. 200 200 Наружный диаметр кожуха Д е н а р =9,9 + 2-0,05=10 м. В обшивке кожуха вырезают отверстия для летки и рабоче­ го окна. Рабочее окно имеет размеры: ширина Ъ = 0,2 - D0т = 0,2 ■ 8,07 = 1,614 * 1,6 м; высота h = 0 ,7-Ъ = 0,7-1,6 = 1,12 м; стрела выпуклости арки рабочего окна Ко = 1,6 = 0,16 м. Свод выполняется из магнезитохромитового кирпича марки МХСП длиной 460 мм без дополнительной тепловой изоля­ ции. Стрела выпуклости свода равна /гстр = 0,11 • Л в = ОД 1 ■ Ю = U м. Принимаем диаметр свода равным диаметру кожуха, т.е. Л в « Л =1° м- 36 Высота центральной части свода над уровнем откосов со­ ставит я св - Н пл + с^тр — 2,9 + 1Д - 4,0 м. На основании данных таблицы 5.5 принимаем отношение АR = —— = 0,2. Тогда диаметр распада электродов равен А в Dv = R ■ DCB = 0,2 10 = 2,0 м. 37 6 Тепловой баланс дуговых печей ДСП является агрегатом периодического действия, в кото­ ром потребление электроэнергии в различные периоды плавки неодинаково. При проектировании ДСП составляется расчет­ ный энергетический баланс только для периода расплавления, т.к. печь потребляет наибольшую часть электроэнергии и плавка ведется на самой высокой мощности. По результатам этого баланса определяется необходимая мощность печного трансформатора и удельный расход электроэнергии в период расплавления, т.е. важнейшие параметры печи, определяющие ее производительность и технико-экономическую эффектив­ ность. В современных сверхмощных ДСП большой емкости длительность плавления не должна превышать 2 часа. Энергетический баланс состоит из приходной Qn и рас­ ходной Qv частей. По закону сохранения энергии Q n=Q P- (6.1) Приход энергии происходит за счет статей: Qn ~ Q\ + Qi + Qi + Qa > (6-2) где Qx - теплота, вносимая в печь с электроэнергией; Q2 - теплота, вносимая в печь с шихтой; Q3 - теплота экзотерми­ ческих реакций, протекающих в ванне; Q4 - теплота от окис­ ления графитовых электродов. Расход энергии составляет бр = Q\ + Qi + 6з + Q'a + Q's > (6-3) где Q[ - полезная теплота, пошедшая на нагрев шихты, рас­ плавление металла, его перегрев, на нагрев и расплавление 38 легирующих добавок и шлака; Q'2 - теплота, затрачиваемая на проведение эндотермических реакций в ванне; Q'3 - тепловые потери теплопроводностью через свод, стены, под; - тепло­ вые потери излучением через открытые отверстия и в рабочее окно, с охлаждающей водой и уходящими из рабочего простран­ ства печи газами; Q's - теплота, аккумулированная кладкой. Теплота £>i на действующей печи определяется по показа­ ниям счетчика активной энергии, установленного на печи, а по показаниям счетчика реактивной мощности определяется средний коэффициент мощности установки (cos ф). Эта статья для печей большой емкости составляет 60.. .80 %. Теплота Q2 представляет собой сумму энтальпий, вводимых в печь в течение плавки (периода плавления) скрапа, руды, кокса, ферросплавов, легирующих и шлакообразующих добавок: 0-2 ~ гс + гр + *'к *"ф • (6-4) где i - энтальпия соответствующего продукта, Дж. Если шихта загружается в печь при температурах окру­ жающей среды, тогда при работе печи на твердой завалке Q2 можно не учитывать из-за его малости. Теплота экзотермических реакций Q3 определяется по ма­ териальному балансу Qi = ^ s i ' *?Si + ^Mn '?Mn •qc +M ¥t q?e , (6.5) где MSj, M Mn, M c , MFe - массы кремния, марганца, углеро­ да и железа, выгорающих из шихты за период плавления, кг; #si > Яш > Яс > 9fc ~ тепловой эффект окисления кремния, мар­ ганца, углерода и железа соответственно до SiC>2, MnO, СО, FeO; qSi = 27 МДж/кг; qMn = 7,2 МДж/кг; qc - 10 МДж/кг; qFe = 4,7 МДж/кг. 39 При отсутствии ввода кислорода в ванну доля этой статьи составляет для малых ДСП от 8 до 12 %, а с применением ки­ слорода эта величина для периода плавления в крупных ДСП достигает 18,8.. .40,7 %. Теплоту, выделенную в печи от окисления графитовых электродов Q4, можно определить, зная тепловой эффект окисления графита до СО2: q - 27 МДж/кг: Q4 = АМЭ ■ qc . (6 .6) Но часть углерода окисляется до СО2, часть уносится в ви­ де сажи, таким образом, рекомендуется учитывать в приход­ ной части баланса лишь 60 % от потенциально возможного Q4, т.е. 04=О,6-ЛМ Э4С . (6.7) Доля теплоты по этой статье составляет 4 % от общего при­ хода теплоты. Статьи расходной части баланса определяются аналогич­ ным образом. Полезная теплота Q[ определяется как сумма, необходи­ мая для нагрева до температуры плавления, для расплавления и перегрева до заданной температуры масс металла, шлака и легирующих добавок: 61 = Qm + От + Qn > (6-8) Q m ~ -^загр ' [С1 ' (fan — ^загр )"*" Чи с 2 ' (fnep — ^пл )] > (^ -9 ) где Мзагр - масса скрапа, загружаемого в печь, кг; сх - сред­ няя теплоемкость металла в интервале от f3arp (температуры за­ 40 гружаемого скрапа) до tm (температуры плавления), кДж/(кг-К); с2 - средняя теплоемкость металла в интервале температур от /пл до tnep (температуры перегрева), кДж/(кг-К); qM - скры­ тая теплота плавления металла, кДж/кг; qM = 284 кДж/кг, qm = 209 кДж/кг. Массы скрапа, шлака и легирующих добавок берутся из материального баланса. Аналогично рассчитываются £>ш и Qn ■ Обычно полезная теплота составляет 69,1...74,7 % общего расхода печей малой и средней емкости; 64,7...75 % для ДСП емкостью 100 т и 55,2...78,2 % для ДСП емкостью 200 т. В том числе 3,5...9 % общего расхода теплоты приходится на долю шлака. Если плавка шихтуется из отходов малоуглеродистой стали (содержание углерода от 0,1 до 0,3 %), то температуру плав­ ления можно принять 1510 °С. Если используются легированные отходы, то температуру плавления лома можно вычислить по формуле = 1539-(73[CP’0S + 5[Mn]+ 8[Si]+ 1,5[Сг]+ 4[№]+ + 2[V]+ 0,9[W] + 5[Cu]+ 25[S]+30[р]), где [С], [Mn], [Si], [Cr], [Ni], [v], [w], [Си], [s], [p] - про­ центное содержание соответствующего элемента в легирован­ ных отходах. Пример 4. Определение количества полезной энергии для нагрева и расплавления металла и шлака в ДСП-300 Полезная теплота Q{ определяется как сумма теплоты, необ­ ходимой для нагрева до температуры плавления, для расплавле­ ния и перегрева до заданной температуры металла и шлака, т.е. 41 Q\ - Qm + Qm '■> QbA ^ з а г р [^1 (f пл ^загр Чм~‘г('2 (^пер ^пл )] ■ Принимаем, что завалка состоит из малоуглеродистого и среднеуглеродистого стального лома (содержание [с] да. 0,3 %) с температурой ?загр =10 °С. Температуру плавления лома можно принять равной tnn = 1510 °С. 1510 + 10 л 0„Тогда теплоемкость лома при tl = ------------ = 760 С равна q = 0,658 кДж/(кг-К). Скрытая теплота плавления металла qM = 284 кДж/кг. Теп­ лоемкость жидкого металла с2 - 0,836 кДж/(кг-К). При совмещении периода расплавления с началом окисли­ тельного периода металл обычно перегревают примерно на 50 °С выше температуры плавления. Удельная энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева 1 кг стального лома: wjyj = 0,658-(l510-10)+284+0,836-(1560-1510) = 1353,3 кДж/кг. Аналогично определяем удельную энергию для нагрева и расплавления шлакообразующих материалов, а также пере­ грева расплавленного шлака. Для упрощения расчетов среднюю удельную теплоемкость шлакообразующих материалов и расплавленного шлака мож­ но принять равной сшл = 1,225 кДж/(кг-К). Скрытая теплота плавления шлака дШ1 составляет 209 кДж/кг. Принимая температуру шлака в конце периода расплавле­ ния равной Гпер, т.е. Гшл = 1560 °С, то 42 ^шл сшл"\^шл з^агр/"*" Чшл = 1,125 ■ (1560 -10) ■+ 209 = 1952,75 кДж/кг , В примере емкость печи 300 тонн, а угар металла 5 %. С учетом угара К уг = 5 % масса загружаемого в печь скра­ па должна составлять где М загр - масса загружаемого в печь скрапа, кг; М - масса получаемого жидкого металла, кг; К уг - угар-масса угорающего металла по отношению к массе загружаемого в печь скрапа, %. При расчете курсового проекта масса загружаемой шихты берется из рассчитанного материального баланса (см. таблицу 3.8). Количество шлака в период расплавления принимаем рав­ ным 6 % от массы металлозавалки: При расчете курсового проекта масса шлака берется из рассчитанного материального баланса (см. таблицу 3.8). Энергия, необходимая для нагрева, расплавления скрапа и перегрева расплавленного металла: Энергия, необходимая для нагрева, расплавления и пере­ грева шлака: г -^загр М 1 = 315000 кг, V М ш = 0,06-Мзагр =0,06-315-103 = 18,9-103 кг. Qm =M z&4 >'wm =315000-1353,3 = 426290-103 кДж. Qm ~ М Ш -Wuj =18900-1952,75 = 36900 • 103 кДж. Суммарная полезная энергия периода расплавления Q{ = 6 m +Q ui = (426290-36900)-103 =463190-103 кДж. Удельная полезная энергия на тонну металлической завал­ ки (скрапа) = ° , ’°3 = 1470■ 103 кДж/т; -^загр ^15 на тонну жидкого металла „ а 463190-103 1САЛ 1л3 „ ,Wq = = ---------------- - 1544 -10 кДж/т. и М 300 Теплота эндотермических реакций определяется по данным материального баланса, так же как и теплота экзотер­ мических реакций Q3 . Для проведения эндотермических ре­ акций расходуется 100... 150 МДж/кг. При использовании для интенсификации плавления газообразного кислорода Q'2 мож­ но не учитывать. Определение тепловых потерь через футеровку 0з ■ При­ нимаем длительность периода расплавления тпл = 1,75 ч. Теп­ ловые потери через футеровку включают потери через поди­ ну, стены и свод печи и определяются по формуле g = i r y ~ V f ' T- (611) i= 1 а нар где tu tB - соответственно температуры внутренней поверхно- g ста футеровки и окружающего воздуха, °С; —L - термическое Я.; 44 сопротивление каждого огнеупорного слоя кладки, (м2 К)/Вт; а нар- коэффициент теплоотдачи наружной поверхности ко­ жуха, Вт/(м2 К); х - период времени, за который определяют­ ся потери, ч. При работе ДСП огнеупорная кладка стен и свода с каждой плавкой изнашивается и утончается. Принимая, что к концу кампании кладка может износиться на 50 % первоначальной ее толщины, вводить в расчет 0,75 толщины огнеупорной кладки. К футеровке подины эта рекомендация не относится. Учитывая, что различие в значениях внутренней и внешней поверхности футеровки ДСП сравнительно невелико, для уп­ рощения расчетов можно рекомендовать определить удельные тепловые потоки раздельно для стен и подины, свода и эти удельные тепловые потоки умножить на соответствующие внешние поверхности футеровки. Расчет тепловых потерь производят методом последова­ тельных приближений. Пример 5. Определение тепловых потерь через футеровку ДСП-300 по данным примеров 1 и 2 Удельные тепловые потоки определяем раздельно для сте­ ны, свода и подины. В соответствии с конструкцией футеровки ДСП стена име­ ет три равных по высоте участка разной толщины: 460 мм - на нижнем, 380 мм - на среднем и 300 мм - на верхнем участке. Материал огнеупорной кладки - магнезитохромит. Демпфер­ ный слой засыпки толщиной 40 мм в расчет не вводим, пола­ гая что его тепловым сопротивлением можно пренебречь. Определим удельный тепловой поток нижнего участка сте­ ны при толщине, равной Ьх = 0,75 ■ 5, = 0,75 • 0,46 - 0,345 м. 45 Коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича X = 4,1-0,0016-?ср . Температуру внутренней поверх­ ности огнеупорной кладки принимаем равной ^= 1600 °С, температуру окружающего воздуха - tB= 20 °С. Температу­ рой внешней поверхности кладки задаемся в первом прибли­ жении t '2 = 350 °С и для этих условий определяем коэффици­ ент теплопроводности: Тепловой поток через стенку толщиной ^ = 0,75 ■ S1 = = 0,75 - 0,46 = 0,345 м в первом приближении составляет = 4 ,1 -0 ,0016-^ =4,1-0,0016- ^1600+350 Ч 2 = 2,54, Вт/(м-К). 1600-20 9420 Вт/м2, 1 0,345 1---- _2-----+ ----- A,i а нар 2,54 31,35 где а нар= 31,35 Вт/(м2-К) - коэффициент теплоотдачи с по­ верхности кожуха. г Уточняем температуру t2 по формуле h = t'\ ~ Я \ ~ 1600-9420- Я,1 Относительная погрешность равна 350-321 д = оо й 9 % > 5 %. 321 46 Поэтому для расчета удельного теплового потока во втором приближении принимаем t2 =330 °С. При этих условиях X" = 4,1-0,0016- 1600 + 330 = 2,56 Вт/(м-К); , 1600-20 „ „ „ „ , 2 = 0,345 ' 1 “ 9354В т/м - - + - 2,56 29,2 Проверяем " " Ы 0 345 h = h~ 4\ ■ — = 1 6 0 0 -9 3 5 4 -^ -^ « 3 3 6 °С; X 2,56 д = 336 3- -Ю0 = 1,8 % < 5 %. 336 Для среднего участка стены при толщине огнеупорной кладки Ь2 = 0,75-52 = 0,75 -0,38 = 0,285 м задаемся температу­ рой кожуха /2 - З 6О °С и определяем коэффициент теплопро­ водности: Х2 =4,1-0,0016-/ = 4,1-0,0016- 1600+360 = 2,53 Вт/(м-К). Тепловой поток через стенку равен Я 2 -1 /в— - - 1600 « Ю990 Вт/м2.bg_ 0,285 1 Х2 а нар 2,53 32,18 47 Уточняем температуру: О 285U = 1600-10990-—^—- = 362 °С. 2,53 Так как принятая и уточненная температура близки, расчет во втором приближении не производим. Для верхнего участка стен при толщине огнеупорной клад­ ки Ь3 = 0,75-83 =0,75-0,300 = 0,225 м задаемся температурой кожуха t'2 = 400 °С. Коэффициент теплопроводности Х3 = 4,1-0,0016-Гср = 4,1-0,0016-Г1—° +--—-1 = 2,5 Вт/(м-К); f , - f B 1600-20 2 ^ = = 0Г 2257 'Т ~ * 13370 В Т / М • ^3 а нар 2 >5 3 5 >5 Проверяем ,2' А = 1 6 0 0 -1 3 3 7 0 -^ ^ « 3 9 7 °С. А,3 2,5 Так как принятая и уточненная температура близки, расчет во втором приближении не производим. Расчетная внешняя поверхность каждого участка стен равна F = ^ .З-нар^Япл = 3,14 -10^ 9 = 30 37 м2 48 Суммарные тепловые потери через стены п ^ (#1 + ^ 2 + ? з ) р = = (9380 + 10990 +13370)- 30,37 = 1024684 Вт. Тепловые потери через футеровку свода. В качестве мате­ риала свода используется магнезитохромитовый кирпич дли­ ной 460 мм, что и для нижнего участка стены. Если принять расчетную температуру внутренней поверхности свода, как и для стены, Ц =1600 °С, то удельные тепловые потери через футеровку свода должны быть такими же, как и для нижнего участка стены. В этих условиях расчет потерь по существу сводится к определению расчетной поверхности свода, за ко­ торую следует принимать внешнюю поверхность свода FCB. Для сферического сегмента радиусом R, высотой h боковая поверхность равна F CB = 2 - 7 р Л - Л = 2 - З Д 4 - 9 , 0 - 1 , 1 = 6 2 , 2 м 2 , где R = DCT = 9,0 м; h = /гстр = 1,1 м. Тепловые потери свода при средней толщине огнеупорной кладки, равной b = 0,75 • 5 = 0,75 • 0,46 = 0,345 м, составляют & . = <7i • К , = 9380 • 62,2 = 584374 Вт. Тепловые потери через футеровку подины ниже уровня откосов. При конструировании подины было принято, что ог­ неупорная часть подины выполняется из пяти слоев магнези­ тового кирпича марки МП-91 «на ребро» (5x115 мм) и набив­ ки толщиной 125 мм из магнезитового порошка, замешанного на смеси смолы и пека. Для упрощения расчета коэффициент 49 теплопроводности набивки принимаем таким же, как и для магнезитового кирпича. Для плотного магнезита марки МП-91 (таблица Б.З, приложение Б) X = 13,8 - 7,6 -10' ■ /ср . Теплоизоляционная часть футеровки выполняется из трех слоев легковесного шамота типа ШЛБ-1, 3, «на плашку» сум­ марной толщиной 195 мм, слоя шамотного порошка толщиной 45 мм и листового асбеста толщиной 10 мм. Для упрощения расчета заменяем слои порошка и асбеста слоем легковесного шамота «на плашку» марки ШЛБ-1, 3, т.е. толщина теплоизо­ ляционной части равна 260 мм. Коэффициент теплопроводно- сти такого кирпича X = 0,5 + 0,36 • 10 ■ fcp. Для определения удельных потерь принимаем температуру внутренней поверхности футеровки подины tx = 1600 °С и за­ даемся в первом приближении температурой внешней футе­ ровки /3 = 200 °С, а также температурой на границе огнеупор­ ного и теплоизоляционного слоев футеровки t2 = 1000 °С. При этих условиях V] = 13,8—7,6■ 10—3 = 13,8-7,6Т0~3 ср О600+10004 ,г 1Л-3 П 000 + 200лХ2 —0,5+ 0,36‘10 • - = 3,9 Вт/(м-К); = 0,716 Вт/(м-К); у .2 Ч 2 < ар=17Вт/(м^К). Удельные тепловые потери в первом приближении t \ - t b 1600-20 , 2 «■= т, Ъ2 Г = 0,7 0Д6 Г * 2630 Вт/М ■---- 1------ 1------- --------- 1----------1---- Х\ Х'2 а'нар 3,9 0,716 17 50 Уточняем принятые температуры h = t \ - q \ ~ = 1600-2630-— «1132 °С;2 1 4 1 3 9 h —т— = 20’+2630-— «175 °С. а нар Для расчета удельных потерь во втором приближении прини­ маем температуру t2 = 1100 °С и /3 =175 °С. При этих условиях = 13,8-7,6-10 • A.J = 13,8 — 7,6 • 10 ■ Гср ОбОО + ПОО4 = 3,55 Вт/(м • К); / 1"2 =0,5 + 0,36-10~3 - 1100 + 175 = 0,73 Вт/(м-К); а " ар =16,35 Вт/(м -К). Удельные тепловые потери во втором приближении 1600-20 Ч\ = h - t * _________________ ^L + ^ + J _ °>7 , °>26 | 1 Ц Кг «Lp 2570 Вт/м 3,55 0,73 16,35 Проверяем температуры н " Ь% 0 7 / = t,-q j ■ И = 1600-2570— i - * l 093 °С; 2 1 ^ Ц 3,55 51 Проверка показала, что температуры t2 и были выбраны правильно. Внешнюю поверхность футеровки подины определяем сле­ дующим упрощенным способом. Примем, что эта поверхность состоит их двух поверхно­ стей: поверхности Fx - сферического сегмента, равной внеш­ ней поверхности футеровки свода FCB, и цилиндрической по­ верхности F2 , определяемой диаметром DK от и высотой, рав­ ной полной глубине ванны до уровня откосов за вычетом вы­ соты сферического сегмента Я с . При этом допущении, которое не дает существенной по­ грешности в практическом расчете, внешняя поверхность фу­ теровки пода составляет ^ п ^ 1+ ^ 2 = ^св+ *А ,от(Я в - Н с) = = 62,2 + 3,14 • 9,07(1,67 - 0,29) = 101,5 м2. Тепловые потери через футеровку подины Qu =q[-Fa -2570 101,5 = 260855 Вт. Суммарные потери теплоты теплопроводностью через фу­ теровку за период плавления равны й = ( е сг+ е „ + е „ ) - т ш, =(1024684 + 584374 + 261855)х х 1,75 • 3600 = 11781 МДж или 3272,5 кВт • ч. Определение тепловых потерь через открытое рабочее окно с охлаждающей водой и уходящими печными газами Q\. Тепловые потери через рабочее окно. В ДСП тепловые по­ тери через рабочее окно могут достигать 2...6 %. Это объяс­ няется значительными размерами оконного проема. Для защи­ ты футеровки от разрушения окно обрамляется изнутри П- образной водоохлаждаемой коробкой. Тепловые потери излу­ чения через рабочее окно определяются средней температурой печи и площадью рабочего проёма. Суммарные потери тепло­ ты в этом случае рассчитываются по формуле Тп — средняя температура в печи, К; F - площадь рабочего При расчете следует иметь в виду, что при наличии водоох­ лаждаемого обрамления оконного отверстия коэффициент диа­ фрагмирования отверстия должен приниматься равным 1,0. Пример 6. Определение тепловых потерь излучением через рабочее окно с водоохлаждаемой дверцей ДСП емкостью 300 т Площадь рабочего окна равна Принимаем, что за период плавления рабочее окно открыто в течение 20 мин (0,33 ч). Среднюю расчетную температуру излучающей поверхно­ сти печной камеры для периода расплавления примем равной t = 1600 °С, коэффициент диафрагмирования ф = 1. Тогда ис­ комые тепловые потери излучением через рабочее окно опре­ деляем по формуле (6.12) 2 где с0 = 5,7Вт/(м -К) - коэффициент излучения абсолютно черного тела; ф - коэффициент диафрагмирования отверстия; окна, м2; т - время, в течение которого окно открыто, с. F = b-h = 1,6■ 1,12 = 1,792»1,8 м2. 53 04л - с0 ( т Л 4 (1873п • F -ф-х = 5,7 ■оо оо ■1,8 0,33 -3600 = = 1492,2 МДжили 416,7 кВт ч. Полученное значение потерь излучением через рабочее окно составляет около 70 % тепловых потерь через футеровку печи. Тепловые потери с газами. В современных крупных дуго­ вых сталеплавильных печах отсос газов обычно осуществляют через специальное отверстие в своде, а вытяжка запыленных газов в систему газоочистки производится вентиляторами вы­ сокой производительности. Количество выбрасываемых из печи технологических газов при подсосах воздуха составляет 350...450 м /(тч), без подсо­ сов - 80... 100 м3/(т-ч). При расчете курсового проекта объем (масса) уходящих газов берется из расчета материального баланса плавки (см. таблицу 3.8). Теплота, теряемая печью с уходящими газами, рассчитыва­ ется по уравнению Q\r = K ' cyx'tyx, Дж> (6ЛЗ) где V0 - объем уходящих газов, м ; - средняя теплоем- *ухкость газов, Вт/(м3-°С); - средняя температура уходящих газов, °С. Пример 7. Определение тепловых потерь с газами ДСП-300 Объем уходящих газов берется из материального баланса. Теплоемкость газов приблизительно можно принять равной теплоемкости воздуха. 54 tvx =1500 °С, то теплоемкость воздуха = 1,470 - К/^Ж . У м • °С В примере принимается, что объем уходящих газов равен 80 кг/(т-ч). Тепловые потери с уходящими печными газами 04г = К ■ с ух ■ tyx ■х = 80■300•1470• 1500• i,75 = = 92610000 = 92610 МДж 92610 и л и --------= 25725 кВт-ч, 3,6 где 3,6'' - коэффициент пересчета МДж в кВт-ч. Потери теплоты с охлаждающей водой. Потери теплоты с охлаждающей водой рассчитываются по формуле £?4в = V B ■ с в ■ (*в.г - *В.Х ) ’ Д ж > ( 6 Л 4 ) где VB - расход воды через водоохлаждаемые элементы; с в - теплоемкость воды, Дж/(м -К); tB r - температура уходящей воды (не должна превышать 40...45 °С во избежание интен­ сивного осаждения накипи на поверхности), °С; tB X - темпе­ ратура воды в заводской магистрали, °С. Обычно tB X =20 °С. Потери при охлаждении водой рамы рабочего окна, сводо­ вых уплотняющих колец и электрододержателей не превы­ шают 1...3 %. В современных дуговых печах потери с охлаждающей во­ дой могут достигать 10 %. Поэтому потери теплоты с охлаж­ дающей водой задаются преподавателем. Если принять среднюю температуру печных газов 55 Пример 8. Определение тепловых потерь с охлаждающей водой для ДСП-300 В случае если данные по расходу воды не предоставлены, то принимаем тепловые потери с охлаждающей водой равны­ ми 2 % от затрат теплоты на нагрев, расплавление и перегрев металла и шлака, т.е. Q' = 463.190-' 2 = 9263,8 МДж или 2573 кВт ч. 4в 100 Суммарные тепловые потери по этой статье равны Оа = 04л + £ 4 + 04в = 1492Д + 92610+9263,8 = 103366 МДж или 28711,7 кВт-ч. Теплота, аккумулированная кладкой. Тепловые потери печи в период межплавочного простоя можно определить следую­ щим образом: б 5 = 0 й + б 4 л + е * г + б 4 в ) - * н . (6Л5> где кн - коэффициент неучтенных потерь, принимаемый обычно в пределах 0 ,1.. .0,2 . Пример 9. Определение мощности тепловых потерь в период межплавочного простоя ДСП-300 по данным примеров 4, 5, 6 и 7 Принимая коэффициент неучтенных тепловых потерь кы = 0,2 , определяем искомые потери, используя полученные в предыдущих примерах значения: 56 Q s - ( б з + 0 4 л + С?4г + £?4в ) ’^н - = (11781 +103 366) • 0,2 = 105722,2 МДж или 29928,2 кВт ■ ч. Электроэнергия периода расплавления. Суммарное количе­ ство электрической энергии, которую необходимо выделить в дуговой сталеплавильной печи в период расплавления, можно найти из выражения Уэл = й + й + й + -й ~ ^ 3 7 - 4 , («•!«) Л ЭЛ где W3JI - суммарное количество электроэнергии периода рас­ плавления, МДж; Q{ - полезная энергия периода расплавления, МДж; Оз - теплота экзотермических реакций, протекающих в ванне в период расплавления, МДж; 0 4 - теплота от окисления графитовых электродов, МДж; г)эл - электрический КПД. Пример 10. Определение суммарного количества электри­ ческой энергии ДСП-300 по данным примеров 4-8 Теплоту от экзотермических реакций окисления и теплоту от окисления графитированных электродов находим по формулам (6.5).. .(6.7), учитывая расчет материального баланса плавки. Для расчета в примере примем Q3 =138957 МДж или 38600 кВт ч; Q4 =18090 МДж или 5025 кВт-ч. Искомое количество электрической энергии при туэл = 0,9 равно w =_ @ + ^ + ^4 + 85 ~ в з ~ 64 _ Пэл 463190 + 11781 + 103366 + 105722,2-138957-18090 _ _ _ = 585569,1 МДж. 57 7 Определение мощности печного трансформатора Мощность трансформатора ДСП определяется по условиям расплавления, во время которого в печи расходуется неболь­ шая часть электроэнергии. Средняя активная мощность, которую необходимо выде­ лять в ДСП в период расплавления, определяется по формуле где тр т - длительность расплавления «под током», с. Зная среднюю активную мощность периода расплавления, можно определить необходимую кажущуюся мощность печ­ ного трансформатора: где £исп - коэффициент использования печного трансформа­ тора в период расплавления, принимается в пределах 0,8.. .0,9; cosq> - средний коэффициент мощности электропечной установки в период расплавления. Пример 11. Определение мощности трансформатора ДСП-300 по данным примера 10 Принимая длительность расплавления «под током» тр т = 1,5 ч, определяем среднюю активную мощность печи в период рас­ плавления: (7.1) рг х акт.ср гч С=1--------— > Вт> (7.2) *HCiTc o s (P 58 Принимая расчетные значения cos