Задание ……………………………………………………………………………2
Содержание………………………………………………………………………..3
Введение………………………………………………………………………......4
1 Конструкция двухванной сталеплавильной печи……………………….......5
1.1 Устройство работы двухванной печи……………………………………….5
1.2 Недостатки двухванных печей……………………………………………..6
2. Примерный расчет двухванной сталеплавильной печи …………………...9
2.1 Топливный расчет…………………………………………………………..9
2.2 Материальный баланс……………………………………………………..10
2.3 Тепловой баланс……………………………………………………………16
3. Расход тепла…………………………………………………………………18
3.1 Физическое тепло стали…………………………………………………….18
Заключение……………………………………………………………………...23
Список использованных источников……………………………………….…24
Введение
В двухванных печах выплавляют, стали широкого сортамента, в том числе низколегированные, не уступающие по качеству сталям, выплавляемым в мартеновских печах
Распространение двухванных печей определилось их преимуществами в сравнении с мартеновскими печами: малым удельным расходом огнеупоров (4–5 кг в сравнении с 12–15кг на мартеновских печах), меньшим объемом ремонтов, значительным облегчением условий труда ремонтных рабочих, в 3–5 раз меньшим расходом топлива, более высокой стойкостью, достигающей 800–1000 плавок.
Производительность двухванных печей в 3–4 раза выше, чем мартеновских; их устанавливают на месте существующих мартеновских печей без реконструкции здания и изменения грузопотоков в цехе.
1. Конструкция двухванной сталеплавильной печи
При интенсивной продувке мартеновской ванны выделяется значительное количество СО, которую трудно полностью дожечь в самом рабочем пространстве. Часть несгоревшего СО и большое количество пыли выносятся дымовыми газами из рабочего пространства печи. Для лучшего
Рис. 121. Двух ванная печь 2x300 т:
1 –
ванны печи; 2
– фурмы; 3
– шлаковики; 4 –
водоохлаждаемая заслонка; 5 – амбразура для отбора воздуха из вертикального канала; 6
– футерованный воздухопровод; 7 –
амбразура в своде печи; 8
– эжектор использования СО и частичного улавливания пыли в самом рабочем пространстве создана двух ванная сталеплавильная печь (рис. 123).
Рабочее пространство такой печи разделено переводом на две ванны. Обе ванны имеют общий .свод, так что продукты сгорания, образующиеся в одной ванне, проходят вторую часть рабочего пространства.
1.1 Устройство работы двухванной печи
Печь работает следующим образом: в одной ванне (горячей) происходит плавление и доводка с интенсивной продувкой металла кислородом, а во второй ванне (холодной) в то же время идет завалка и прогрев твердой шихты. Газы из горячей части печи направляются в холодную и состоят до 35% из оксида углерода. В холодной части печи СО догорает до СО2
и за счет выделяющегося тепла происходит нагрев твердой шихты. Недостающее для процесса нагрева тепло восполняется подачей природного газа через горелки, установленные в своде печи. Сгорание природного газа и догорание СО совершаются за счет дополнительного кислорода.
Когда готовую сталь из первой ванны выпускают, во вторую ванну заливают жидкий чугун. После заливки чугуна тут же начинают продувку ванны кислородом. Заканчивается продувка за 5–7 мин до выпуска. С выпуском металла из первой ванны цикл плавки заканчивается и начинается новый. В то же время с помощью перекидных шиберов изменяется направление движения газов. Теперь бывшая холодная ванна становится горячей. Первую ванну заправляют и производят завалку шихты, и цикл повторяется.
Двух ванная печь должна работать таким образом, чтобы было равенство холодного и горячего периодов, протекающих одновременно в разных ваннах. В холодный период входит выпуск, заправка, завалка, прогрев, заливка чугуна; в горячий период – плавление и доводка. Например, для печи с садкой каждой ванны 250 т общая продолжительность плавки составляет 4 ч, каждый период длится по 2 ч. Металл выпускается также через каждые 2 ч. Раскисление стали, производят в ковше.
Металл продувают кислородом в каждой ванне через две–три кислородные фурмы с интенсивностью 20–25м3
/ч" на 1 т металла. Каждая часть печи оборудована сводовыми кислородными фурмами и газокислородными горелками. Горелки необходимы для сушки и разогрева печи после ремонтов, а также для подачи дополнительного топлива.
Современные двухванные печи работают на техническом кислороде без вентиляторного воздуха, поэтому регенераторы отсутствуют. Холодная ванна печи частично выполняет роль регенераторов, аккумулируя тепло газов, покидающих горячую часть печи с температурой ~1700°С, и частично улавливает плавильную пыль, тем самым выполняет роль шлаковиков. Тем не менее количество пыли в продуктах сгорания, покидающих печь, составляет большую величину (20–40 т/м).
Пыль состоит на 85–90 % из окислов железа.
Дымовые газы, покидающие рабочее пространство печи с температурой около 1500 °С, поступают по вертикальному каналу в шлаковик, в котором охлаждаются водой до температуры 900–1000 °С, а затем направляются в боров. В борове за счет подсоса холодного воздуха происходит дальнейшее понижение их температуры до 700 °С.
1.2 Недостатки двухванных печей
К недостаткам существующих конструкций двухванных печей следует, отнести меньший выход годной стали, повышенный расход жидкого чугуна и выбивание большого количества технологических газов через завалочные окна в цех.
Выбивание газов из рабочего пространства происходит через завалочные окна при поднятых заслонках и по периметру закрытых заслонок, а также через стационарные желоба для заливки чугуна. Как показала практика, оптимальное с точки зрения тепловой работы существующих двухванных печей давление под сводом печи составляет 3– 4 Па. При этом нулевая линия давления располагается на уровне порога печи или несколько выше его. При этих условиях, как показывают расчеты, через одно открытое окно выбивается 6–8 тыс. м3
газа в час (запыленность 20– 40 г/м3
). В отдельные периоды плавки расчетное количество выбивающихся газов превышает 20 % всего количества газов, поступающих в дымоотводящий тракт.
На некоторых печах вследствие недостаточной пропускной способности дымоотводящего тракта давление под сводом при интенсивной продувке повышается до 5–6 Па, что приводит к еще большему увеличению количества газов, поступающих в цех.
Выбивание газов ухудшает условия труда, затрудняет обслуживание печи, загрязняет воздушный бассейн. Часть пыли не удаляется через фонарь здания, а циркулирует над рабочей площадкой печного пролета и попадает в разливочный пролет. Выбивание приводит также к ухудшению тепловой работы печи, так как часть оксида углерода и физического тепла дыма не используется для нагрева лома.
Радикальный способ устранении выбивания из печи - снижение давления под сводом с 30-40 до 20 Па. В этом случае нулевая линия давлении располагается пыша проема завалочного окна, и оно будет находиться в зоне разрежения. Выбивание дыма при этом полностью исключается. Вместе с тем, в печь подсасывается большое количество холодного воздуха. Источниками этого воздуха являются подсосы через вертикальный канал, через который не удаляются дымовые газы и на который действует тяга, создаваемая дымовой трубой. Кроме того, отрицательно сказывается эжектирующее действие, воздушных завес, установленных на амбразурах для продувочных фурм и в задней стенке для термопары, а также подсосы через завалочные окна печи. Вследствие большого количества подсасываемого воздуха в продувочной камере дожигается с. большим избытком воздуха практически весь выделяющийся из ванны оксид углерода.
Расчеты показывают, что подсос воздуха создает такую ситуацию, когда тепла сжигания оксида углерода недостаточно даже для нагрева дымовых газов до температуры, при которой они удаляются из продувочной камеры. Следовательно, возникает дефицит тепла на компенсацию потерь через кладку и охлаждаемые элементы печи, а также на догрев дымовых газов, который покрывается за счет тепла, выделяющегося внутри жидкого металла.
Для 280-т двухванной печи, начиная с расхода подсосанного воздуха в количестве 20 000 , потребность для компенсации дефицита количества тепла возрастает с увеличением количества подсасываемого воздуха. При этом все меньшая часть тепла дожигания оксида углерода используется полезно для нагрева ванны и все большее количество тепла, выделяющегося внутри жидкой ванны, затрачивается на покрытие потерь тепла. Для решения вопроса о необходимом степени дожигания окиси углерода и продуваемой камере и оптимальном распределении тепла
оксида углерода между двумя камерами были выполнены совместные расчеты уравнений газового, материального и теплового балансов продувочной камеры и камеры нагрева, которые показали, что:
1)На двухванных сталеплавильных печах при существующих суммарных тепловых потерях на обе ванны и наличии более 28 % лома в шихте в продувочной камере существует дефицит тепла, эквивалентный 20–-100 %
теплового эффекта сжигания оксида углерода;
2)количество воздуха, фактически поступающее в продувочные камеры существующих печей, существенно превышает необходимое для сжигания расчетной доли оксида углерода, что еще больше усугубляет дефицит тепла;
3) при ограничении подсоса и рациональном нагреве скрапа в двухванной печи удельный расход чугуна может быть уменьшен, с 780-750
до 680-700 кг/т годной стали (содержание лома в шихте 38–40 %).
Как уже указывалось, большим недостатком двухванных печей является выбивание газов через окна печи. Для устранения этого недостатки необходимо выполнение ряда мероприятий, из которых наиболее важны следующие: обеспечение на печи резерва по тяге и работа через газоочистку в течение всей кампании печи; создание конструкции дымоотводящего тракта обеспечивающего неорганизованные минимальные подсосы; выполнение вертикальных каналов печи с охлаждаемыми поверхностями.
Для ограничения подсоса воздуха через вертикальный канал может быть предусмотрена установка водоохлаждаемых заслонок (см. рис. 38-5, 4), перекрывающих в закрытом положении более 90 % площади сечения вертикального канала. Гидравлические расчеты дымового тракта показали, что установка заслонок позволяет сократить количество воздуха, поступающего через вертикальный канал в продувочную камеру, примерно вдвое.
Подсос воздуха в продувочную камеру уменьшаемся также благодаря эжекции части воздуха (~ 10 000 м3
/ч) из вертикального канала с подачей его в камеру нагрева шихты мимо продувочной камеры. Воздух, имеющий температуру 700-500С, отсасывают через охлаждаемую амбразуру 5 в стенки вертикального канала, соединенную с амбразурой 7 в своде печи между камерами футерованным воздухопроводом. Эжектируемый воздух подлетел в камеру нагрева шихты со скоростью 100 м/с и используется для сжигания топлива или дожигания оксида углерода, поступающего из камеры продувки.
Для уменьшения эжектирующего действия струй воздуха в
конструкции отдува предусмотрены сопла, подающие воздух, направленный против движения потока подсасываемого воздуха. Струи из этих отверстий создают завесу на входе в амбразуру, тем самым сокращая присос воздуха уменьшения эффективности отдува.
При уменьшении количества подсасываемого в продувочную камеру воздуха уменьшается общее количество дыма, поступающего dкамеру нагрева. Это позволяет оборудовать печь пережимом между ваннами с установкой с каждой стороны эжекторов. При этом возможно обеспечение независимого регулирования давления под сводом печи в каждой камере, что имеет большое значение для улучшения тепловой работы печи и обеспечивает хорошие условии для полного дожигания горючих составляющих дыма, поступающих в камеру нагрева.
Рис. 38-6. Устройство для отсоса дымовых газов, выбивающихся из рабочего пространства печи: 1-коллектор; 2-зонт; 3-коллектор сжатого воздуха; 4-воздушная струя.
Большие трудности вызывает уплотнение проема завалочных окон при открытой; заслонке. Если окно находится под разряжением, то через него засасывается 30000-40000воздуха вчас. Для обеспечения возможности работы печи при повышенном давлении под сводом предусмотрены устройства, отсасывающие выбивающийся дым (рис. З8-6) со сбросом eго в борова или в резервную газоочистку. Наличие резервной газоочистки приводит к удорожанию строительства печи.
2. Примерный расчет двухванной сталеплавильной печи
2.1Топливный расчет
Рассчитать двухванную печь, емкостью ванн по G= 250т каждая, принимая общую продолжительность плавки равной -1440 с (0,4 ч), из которых: выпуск и заправка–1440с (0,4 ч); завалка и прогрев –4680 с (1,3 ч); заливка чугуна и плавление –4680 (1,3 ч); доводка – 3600 с (1,0 ч).
Продувка ванн проводится техническим кислородом. Недостаток тепла от дожигания СО в «холодной» ванне компенсируется подачей природного газа. Расчет сталеплавильной печи включает: 1) расчет материального баланса; 2) расчет теплового баланса; 3) расчет расхода топлива (природного газа) по периодам плавки.
2.2 Материальный баланс
Расчет шихты проводят на 100 кг металлической садки, причем плавку условно делят на два периода: Iпериод от завалки до полного расплавления, IIпериод- от расплавления до раскисления стали.
I период
Найдем средний состав шихты, учитывая, что в 100 кг металлической шихты содержится .65 кг чугуна и 35 кг скрапа (см, выше).
Угар примесей определим как разность между содержанием примеси в шихте, и стали после расплавления. Примем, что при продувке ванны техническим кислородом 10% S окисляется до SO2
, а угар железа в дым принят равным 1 % (по 0,5 % в каждом периоде).
С 2,505-1,30 = 1,205 кг
Si. 0,650 кг
Мn 0,760-0,04 =0,720 кг
Р 0,144 – 0,015-0,129 кг
S 0, 0465 – 0, 03 – 0, 00465=0,012 кг
Fе (в дым) 0,500 кг
Всего 3,216 кг
Теперь можно определить расход кислорода и количество образовавшихся оксидов (вторая колонка цифр молекулярная масса кислорода в продукте; третья – молекулярная масса примеси):
Масса образовавшихся оксидов, кг 1,205+1,607=2,812 0,65+0,743=1,393 0,76+0,221=0,981 0,144+0,186=0,330 0,5+0,214=0,714 0,0465+0,0465=0,093 |
Расход кислорода, кг
С-СО 1,205-16:12=] ,607
Si->SiO2
0,65-32:28=0,743
Мn-MnO 0,76-16:55^0,221
Р-Р2
О6
0,144-80:62-0,186
Feв дым-Fе2
О3
0, 5-48:112=0,214
S-SO2
0, 0465-32:32-0, 0465 3,0175
Для расчета состава и количества шлака следует сделать следующие допущения.
При завалке со скрапом вносится 2 % загрязнений типа глины, имеющей состав: 52 %
SiO2
; 25 % А1г
О3
; 23 % Н2
О. Таким образом, загрязнениями вносится, кг:
SiO35.0, 02.0, 52-0,364
Al 35-0, 02.0, 25-0, 1575
H35-0, 02.0, 23-0,161
0,6826 кг.
Обычно скрап окислен {~1 %), т. е. со скрапом попадает 0,35 кг окалины в виде FeОз. Вместе с чугуном из миксера попадает некоторое количество шлака, которое для данного расчета примем равным 0,5 кг следующего состава: 46 % СаО; 8 % А12
О3
; 6 % MgO; 2 % S.
В шлак поступает некоторое количество материала футеровки, износ которой принимаем равным, кг:
I период 1,3 0,1 |
II период 0,4 0,1 |
За плавку 1.7 0,2 |
Доломит обожженный Мэгнезитохромит .
Согласно технологии производства стали, после заливки чугуна скачивают 5–6 % шлака. Принимаем, что в рассматриваемом случае скачивают 6 % шлака (6 кг) состава, %: 21 SiO2
; 3,5 А12
О3
; 4 MnO; SMgO; 25 СаО; 4 P2
O-3
; 0,3 S; 0,1 Cr2
O3
; 27,6 FeO; 6,5 Fe2
O3
.
Со скачиваемым шлаком уходит, кг:
SiO2
... 6, 0-0,210 = 1,260
А12
О3
... 6,0-0,035-0,210
МnО ... 6,0-0,040 -0,240
MgO…60-0,080 = 0,480
CaO …6, 0-0,250-1,500
Р2
О5
…6,0-0,040 = 0,240
S ... 6, 0-0,003 = 0,018...
Сг2
О3…
6,0-0,001 =0,006
FeO ... 6, 0.0,276 = 1,656
Fe2
O3
... 6, 0-0,065 =0,39
6,00 кг
Co скачиваемым шлаком теряется 1,5:0,53=2, 83 кг известняка (0,53 содержание СаО в1 кг известняка).
Обозначая расход известняка за х.,
будем считать общий расход известняка равным (2,83+х
) кг с учетом потерь со скачиваемым шлаком. Теперь находим:
Поступление , кг, из:
металлической шихты 1,393
доломита 1,3-0,02=0,026
магнезитохромита 0,1-0,06=0,006
загрязнений скрапа 0,364
миксерногошлака 0,5-0,38=0,19
известняка 2,83+х
)0,02=0,0566+0,02х
2,036+0,02х
Поступление А1Э
О3
, кг; из;
Доломита 1,3-0,02=0,026
Магнезитохромита 0,01-0,04=0,004
загрязнений скрапа 0,1575
миксерного шлака 0,5-0,08=0,040
известняка (2,83+х
)0,003=0,0085+0,003х
---------------------------------------------------
0,236+0,003х
Поступление СаО, кг, из:
Доломита 1,3-0,55=0,715
магнезитохромита 0,1-0,02=0,002
миксерного шлака 0,5-0,46=0,23
известняка (2,83+х
)0,53= 1,5+0,53х
2,447+0,53х
Поступление РзО5
, кг; из:
металлической шихты . . . 0,330
известняка........ (2,83+х
)0,007=0,002+0,0007х
0,332+0,0007х
Принимая по практическим данным, что в шлаке содержится 16 %FeOи 6 % Fe2
O3, составим с учетом скачивания шлака, формулу количества его в конце 1 периода, кг: SiO2
... 2,036+ 0,02х
А12
О3
... 0,236 + 0,003 – 0,210 = 0,026 + 0,003х
МnО ...0,981–0,240 = 0,741
MgO... 0,6206 + 0,02х
– 0,48 =0,1406 + 0,02х
СаО ... 2,447 + 0,53х
– 1,50 = 0,947 + 0,53х
Р2
О6
... 0,332 + 0,0007х
–0,24 = 0,092 + 0,0007х
S... 0,111+0,001х
–0,018 = 0,093 + 0,001х
Сг2
О3
… 0,012 – 0,006 = 0,006
FeO ,..0,16шл
Fe2
O3
…0,16шл
Lшл = 0,22Lшл + 2,8216 + 0,5747х
или
L
ШП
=
3,617 + 0,737х
.
Полагая, что основность шлака в конце I периода должна быть равна 2,6, получим уравнение для определения расхода известняка
В =
откуда
0,947 + 0,53х
= 2,0176 + 0,052х
или х
= 2,24 кг.
Теперь можно найти количество шлака LШЛ
- 3,617 + 0,737-2,24 = 5,987 кг. Окончательный состав и количество шлака:
| Составляющие | Масса, кг | Содержание, %
|
| SiO2
|
0,9328 | 15,58 |
| А12
О3 |
0,0371 | 0,62 |
| МnО | 0,8421 | 14,06 |
| MgO | 0,2107 | 3,52 |
| СаО | 2,4254 | 40,52 |
| РА | 0,1063 | 1,78 |
| S | 0,1081 | 1,82 |
| Сг2
О3 |
0,0068 | 0,10 |
| FeO | 0,9579 | 16,00 |
| Fe2
O3 |
0,3592 | |
| Lшл,=5,9870 |
Суммарный расход известняка равен 2,83+2,24 = 5,07 кг. Общее количество шлака 6+5,987 = 11,987 кг.
Составим баланс железа на 1 период плавки (табл, 42).
Количество окислившегося железа равно 0,232+1,949 = = 2,181 кг.
Расход кислорода на окисление железа до Fe2
O3
0,232X Х48: 112 = 0,099 кг; до FeO 1,949-16:56 = 0,557 кг.
Принимая, что из атмосферы печи в ванну поступает 30% от общего количества кислорода, найдем величину последнего 3,0175+0,099+0,557+0,1 (3,0175+0,099+ +0,557) =4,04 кг.
Учитывая, что в первом периоде ванна недостаточно и
неравномерно прогрета и процессы массобмена замедлены, принимаем коэффициент усвоения подаваемого в ванну кислорода, равным 0,9. Тогда расход технического кислорода составит
Здесь 0,95-доля O
Расход чистого кислорода 4,04-22,4/32 – 2,828 м3
.
Расход чистого кислорода с учетом коэффициента усвоения 2,828/0,9 = 3,142 м3
.
Количество неусвоенного кислорода 3,142–-2,828 = = 0,314 м3
или 0,486 кг.
Количество азота, подаваемого с техническим кислородом 3,3–3,142 = 0,158 м3
или 0,197 кг.
Количество технического кислорода, поступающего в ванну 4,04+0,486+0,197 = 4,723 кг.
Выход годного с учетом металла, уносимого скачиваемым шлаком (10 % от количества шлака)
100–3,216–2,181–0,6825–0,35–0,5–0,6=92,47 кг, где 3,216 – угар примесей; 2,181–количество окислившегося железа; 0,6825 – загрязнения скрапа; 0,35 – окалина скрапа; 0,5–миксерный шлак; 0,6 – потери металла со скачиваемым шлаком.
II период
Расчет материального баланса для второго периода плавки от расплавления до раскисления стали, проводится аналогично расчету для I периода.
2.3 Тепловой баланс
Целью расчета теплового баланса, рабочего пространства камеры печи, является определение средней тепловой нагрузки и тепловой нагрузки холостого хода. Расчет производим для одной камеры печи.
Приход тепла
Тепло, вносимое скрапом
820,75-103
кДж = 0,82 ГДж.
Здесь сск
=0,469 кДж/(кг-К) – удельная теплоемкость скрапа при £CK
=20°C; DCK
=0,35 – доля скрапа в шихте; G–250 т емкость одной ванны печи.
2, Тепло, вносимое чугуном
Q
4
= GD
4
[с?
;пл
.ч
+ К
+ с* ft ~ ^J ] == 250- 10s
-0,65 [0,745 ■ 1200 + 217,72 + + 0,837 (1300 – 1200)3 = 194255,75 ■ 10^ кДж -= 194,26 ГДж, где Л, –0,65 – доля чугуна в шихте; с™ =0,745 кДж/
/(кг-К) –средняя удельная теплоемкость твердого чугуна в интервале температур 0–1200°С:'
c
f =0,837 кДж/(кг-К) –тоже жидкого чугуна в интервале температур 1200–1300 °С;
1-4 = 217,72 кДж/кг – скрытая теплота плавления чугуна; £ч
=1300°С – температура заливаемого чугуна; ^ш.ч –1200°С – температура плавления чугуна. • .
3.Тепло экзотермических реакций
С-СО2
... 0,02405 250 103
34,09 = 204966,1
Si-SiO2
... 0,00650 250 103
31,10 = 50537,5
Мn-МnО ... 0,00680 250 103
7,37= 12529,0
Fe-Fе2
О3
(в дым) ... 0,010000-250.103
-7,37 = 18425,0
Р-Р2
О5
... 0,00129 250 103
25,00 = 8062,5
S-SO2
... 0,00012 250 10 9,28 = 278,4
Fe-FeO ... (0,01940 + 0,00053)250-103
4,82 = 24015,6
Fe^Fe2
O3
... (0,00232 –0,00018) 250-103
7,37 = 3943,0
=322757,1 МДж = = 322,76 ГДж
здесь первый столбик чисел–доля выгоревшей примеси;
второй – емкость ванны, кг;
третий – тепловые эффекты реакций, отнесенные к 1 кг элемента, МДж/кг (см. приложение XII).
4.Тепло шлакообразования
SiO2
-(CaO)2
SiO2
... 0,01393-250-103
;28.60-2,32 =8075,75
Р2
06
-(Са0)8
РАСа0 ... 0,033 250 103
62 142 4,71 =738,63
Q
Ш.о
=8,81 ГДж=8814,38 МДж
здесь первая колонка – доля оксида;
третья и четвертая колонки – молекулярные массы
элемента и соединения, соответственно;
пятая колонка – тепловые эффекты реакции шлакообразования, МДж/кг (приложение XII).
5.Тепло от горения природного газа
QН
р.г = 35069,6 В
кДж - 0,035 В
ГДж,
где Q=35069,6 кДж/м3
– низшая теплота сгорания природного газа (см. пример 35); В
– расход природного газа на плавку, м3
..
6.Тепло, вносимое подсасываемым в рабочее пространство воздухом, идущим на сжигание природного газа и СО
= (9,28В
+ 0,06279-250-103
:28-22(
4-2,38) 1,3226-20 =
= 245,47 В
+ 790598,34ТкДж = 0,000245 В
4- 0,79 ГДж.
Здесь и теоретические расходы воздуха длясжигания 1 м3
природного газа и 1 м3
СО, соответственно
равные 9,28 и 2,38 м3
/м3
; D
со–
доля образующегося СО (см. материальный балансплавки);
Mco =28 кг– молекулярная масса СО;
Cв
= 1,3226 кДж/м3
К) –теплоемкость воздуха при
t=20°С (приложение I).
3. Расход тепла
3.1 Физическое тепло стали
0,91119-250.103
[0,7-1500+ 272,16+ 0,837(1600 –1500)1 - 320251,39-103
кДж - 320,25 ГДж.
Здесь Dст–0,91119 выход стали (cm. материальный баланс);
с=0,7 кДж/(кг К)–удельная теплоемкость твердой стали, средняя в интервале температур 0–1500 °С;
=0,837 кДж/(кг-К) –то же, жидкой стали средняя в интервале температур 1500–1600 °С;-
= 1500 C– температура плавления стали;
= 272,16 кДж/кг – скрытая теплота плавления стали.
2. Физическое тепло стали, теряемой со шлаком
= 0,00734-250- 100.7-1500 + 272,16 + 0,837(1600 –1500)] = 2579,753-103
кДж = 2,58 ГДж.
3. Физическое тепло шлака
Qшл
= (1,25-1550+ 209,5) 0,06 250 103
+(1,25 1600+209,35) 0,0628 250 103
=
66889,545 103
кДж=66,89 ГДж.
Здесь 1,25 кДж/(кг-К) –теплоемкость шлака, средняя в интервале температур 0–1600°С;
209,35 кДж/кг – скрытая теплота плавления шлака;
0,06 и 0,0628 – доля шлака скаченного и конечного соответственно (см. материальный балане).
4. Тепло, уносимое продуктами сгорания при средней температуре 1
yx
=
1600 °С
=Biyx
Vyx
В 2592,64 10,34=26807,9 В
кДж =0,0268 В
ГДж. Здесь:
ico2
...0,0955 3815,86 = 364,41
iо...0,1875 2979,13 = 558,59
,...0,7170.2328,65 =
1669,64
= 2592,64 кДж/м3
.
Доли СО2
, Н2
О, N2
и Vyx
заимствованы из табл. 17, их энтальпии – из приложения II при tух
== 1600 °С.
5. Тепло, расходуемое на разложение известняка
1779,5 0,0507 250 103
=22555 103
кДж=22,56 ГДж.
Здесь 1775,5 кДж/кг – теплота разложения 1 кг известняка; .
0,0507 –доля известняка (см. материальный баланс).
6. Тепло, затрачиваемое на испарение влаги и нагрев паров воды до tyx
=1600°C.
= 0,000786 250 104,187 100+ 2256,8+1,88(1600– 100)]22,4 18 = 1297594,2 кДж - 1,3 ГДж.
Здесь 4,187 кДж/(кг-К) –теплоемкость воды, средняя в интервале температур 0–100 °С;
1,88 кДж/(кг-1<) –то же, пара в интервале температур 100–1600°С;
2256,8 кДж/кг – скрытая теплота испарения 1 кг воды;
0,000786 –доля Н2
О в продуктах плавки (см. материальный баланс).
7. Тепло, затраченное на нагрев выделяющихся из ванны газов до t=1600°C.
СО2
...3815,86-0,02146-250.103
-22,4:44 = 10422,15-Ю3
СО,..2526,85-0,0б279.250.108
.22,4:28 = 31732Д8-1б3
SO2
,..3815,86-0,00101.250-103
-22,4;64-337,23.103
N2
...2328,65-0,00320.250-103
-22,4;28 1490,33-103
О2
…24б3,97-О,00664-250-Ю3
-22
,4:32 = 2863,13-103
= 46845,02-103
кДж = 46,85 ГДж
Здесь первый столбик чисел – энтальпия газов при tух
=1600°С (приложение 2); второй столбик чисел –доля газа от массы садки (см. материальный баланс).
8. Тепло, теряемое с уносимыми частицами Fe2
O3
= 0,01571 250 103
(1,23 1600 +209,35)= 16773,76 103
кДж =16,78 ГДж.
9. Потери тепла с охлаждающей водой.
В рабочем пространстве двухванной печи водой охлаждаются заслонки окон (расход воды по 1,67- 10м3
/с)„ змеевики столбиков (по 0,56-103
м3
/с), амбразура шлаковой летки (1,12-103
м3
/с) и кислородные фурмы (по0,28 103
м3
/с). Принимая, что повышение температуры воды в водоохлаждаемом элементе не должно превышать 20 К, находим потери тепла с охлаждающей водой;
Заслонки 3-1,67-10-3
-4,187- 103
-14400-20=6041,34 103
Змеевик 6-0,56- 10.4,187-103
-14400.20=4051,68- 103
Амбразура 1-1,12-10.4,187- 103
-14400-20=1350,56- 103
Фурмы 3-0,28-10-4,187-103
=6840-20-481,14-103
=11924,72- 10Дж= 11,92ГДж
Здесь первый столбец чисел – количество водоохлаждаемых элементов; второй – расход воды, м3
/с; третий – теплоемкость воды, кДж/(м3
К); четвертый – время теплового воздействия на водоохлаждаемый элемент, с; пятый – разность температур выходящей и входящей воды, К.
Рамы завалочных окон и пятовые балки свода имеют испарительное охлаждение. Принимая расход химически очищенной воды на каждый элемент 0,11- 10м3
/с найдем общий расход воды:
Рамы завалочных окон 3-0, 11 10=0,33- 10
Пятовые балки передней
Стенки 3-0,11 103
=0,33-I0
Пятовые балки задней стенки 3.0,11-10=0,33-.10
Всего =0,99-103
м/с
Считая, что выход пара составляет 90 % (0,89- 103
м3
/с), найдем потери тепла с испарительным охлаждением.
4,187-103
0,99.10 (100 – 30) 14400 + [2256,8 +1,88(150 -100) 103
-0,89-10 14400 18:22,4 =27952,17-103
кДж = 27,95 ГДж.
Суммарные потери тепла с охлаждающей водой равны
Qохл
= 11,92 + 27,95=39,87 ГДж.
10. Потери тепла через футеровку [формула (155)].
Потери тепла через свод
14042,073-103
кДж = 14,04 ГДж
Коэффициент теплопроводности магнезитохромита согласно приложению XIпри средней температуре свода 0,5 (1580+300)=940°С равен =4,1- 0,0016-940=2,6 Вт/(м К). Коэффициент теплоотдачи конвекцией равен
=10+0,06 300=28 Вт/(м2
К). Толщина футеровки 0,5(0,46+0,10)=0,28 м взята средней за кампанию печи.
Потери тепла через стены печи
Задняя стенка имеет слой магнезита средней толщиной 0,75 м и слой легковесного шамота толщиной =0,065 м. Принимая температуру наружной поверхности футеровки равной 200°С, а на границе раздела слоев 1100°С, согласно приложению XI получим
м
- 6,28 0,0027 0,5 (1580 + 1100) = 2,66 Вт/(м К) и
=
0,314 + 0,00035 0,5(1100 + 200) = 0,54 Вт/(м К) и
а
= 10 + 0,06-200 = 22 Вт/(мК).
Тогда
= 1159,32 10 кДж=1,16 ГДж
Потеря тепла через переднюю стенку
12,54 14400=1398,8 10кДж=1,4 ГДж
Здесь = 6,28–0,0027(1580 + 200)/2 = 3,88 Вт/(м К).
Потери тепла через под равны
= 5100 102,4 14400 = 6475,78-103
кДж = 6,48 ГДж.
Здесь: 5100 Вт/м2
–удельные потери тепла через под; 102,4 м2
– площадь пода. Всего теряется через футеровку
=
14,04 + 1,16 + 1,4 + 6,48= 23,08 ГДж.
11. Потери тепла излучением через окна печи [формула (156)]
5,7 0,65 () 1,6 1,7 5400 =
= 6697,34 103
кДж = 6,7 ГДж.
12. Потери тепла на диссоциацию СО2
и Н2
О примем равными 2 % от тепла, получаемого при сжигании природного газа, т. е.
Qдисс
= 0,02 0,035 В = 0,0007 В
ГДж.
13. Потери тепла с выбивающимися газами и примем равными 2,5 % от тепла, получаемого при сжигании природного газа
= 0,025-0,035 3 = 0,00088 В ГДж.
Расход природного газа найдем из уравнения теплового баланса
0,82 + 194,26 + 322,76 + 8,81 + 0,035 В
+ 0,000245 В
+ 0,79 = 320,25 + 2,58 + 66,89 + 0,0268 В
22,56 +1,3 + 46,85 + 16,78 + 39,87 + 23,08 + 6,7 + 0,0007 В
+ +0,000885 или
0,006865 В = 20,21,
откуда
В=2943,9 м3
.
Тепловой баланс рабочего пространства камеры двухванной печи представлен в табл. 43.
Средняя тепловая нагрузка равна
Qcp
= 35, 0 2943, 9:14400 = 7,155 МВт. Тепловая нагрузка холостого хода равна (39,87+ 23,08+ 6,7): 14400 =4,84 МВт.
Таблица 2. Тепловой баланс камеры двухванной печи
| Статья прихода | ГДж {%) | Статья расхода | ГДж (%) |
| Физическое тепло: скрапа .... чугуна .... воздуха . . . Тепло реакций: экзотермических шлакообразования ..._.. Тепло от горения природного газа | 0,82(0,13) 194,26(30,78) 1,51(0,24) 322,76(51,13) 8,81(1,39) 103,04(16,33) |
Физическое тепло: стали .... металла в шлаке шлака .... Разложение известняка .... Испарение влаги Нагрев газов Вынос с частица ми Fe2O3 .... Водяное охлаждение Потери тепла: через футеровку излучением . . на диссоциацию с выбивающимися газами . . . с продуктами сгорания |
320,26(50,74) 2,58(0,41) 66,89(10,55) 22,56(3,57) 1,30(0,21) 46,85(7,42) 16,78(2,66) 39,87(6,33) 23,08(3,66) 6,70(1,08) 2,09(0,33) 2,63(0,42) 79,60(12,62) |
| Итого | 631,20(100,0) | ||
| Итого | 631,20 (100,0) |
Расход топлива по периодам плавки
Период выпуска и заправки
(продолжительность 1440 с). Примем, что тепловая нагрузка в период выпуска и заправки равна 75 % средней тепловой нагрузки. Тогда
= 0,75-7,155=5,366 МВт, а расход природного газа
5,366-1440/35,0 = 220,64 м3
/период.
Период завалки и прогрева
(продолжительность 4680 с). В этом периоде поддерживают максимальную тепловую нагрузку, составляющую 125 % от средней. Тогда
Q2
= 1,25-7,155 = 8,94 МВт
и В2
- 8,94-4680/35,0 = 1195,69м/период.
Период заливки чугуна и плавления
(продолжительность 4680 с). Обычно период заливки и плавления проходит при средней тепловой нагрузке. Тогда
Q
3
=
7,155 МВт и В = 7,155 4680/35,0=956,87 м/период.
Период доводки
(продолжительность 3600 с) Q4
==(7,155 14400- 5,366 1440- 8,94 4680- 7,155 4680)/3600=5,55 МВт. Тогда В4
= 5,55 3600/35,0=570,7 м3
/период.
Правильность расчета проверяем, суммируя расходы природного газа по периодам
220,64 + 1195,69 + 956,87 +
570,70- 2943,9 м3
, что соответствует значению, найденному из теплового баланса.
Заключение
Таким образом, двухванная печь имеет много эксплуатационных и сантехнических недостатков. В связи с этим и несмотря на то, что двухванные печи имеют значительную производительность, их следует рассматривать как временную, промежуточную конструкцию, соответствующую сложному (в техническом и экономическом отношении) периоду полного перехода нашей металлургии с мартеновского на конвертерный способ производства стали.
Список использованных источников
1 Металлургическая теплотехника в 2-х томах 1. Теоретические основы: Учебник для вузов В. А. Кривандин, В. А. Арутюнов, Б. С.Мастрюков и др. М.: Металлургия, 1986. 424. с.
2 Металлургические печи: Атлас учебное пособие для вузов В. И. Миткалинный, В. А. Кривандин, В. А. Морозов и др. М.: Металлургия 1987.