Металлургическая теплотехника

Примерный расчет кислородного конвертора

Рассчитать конвертер емкостью G = 150 т при продувке металла техническим кислородом (99,5 % О2+0,5 % N2) сверху. Шихта содержит 77 % чугуна и 23 % скрапа, состав которых и стали перед раскислением следующий:

чугун (77%)

3,8

1,0

0,9

0,2

0,05

скрап (23%)

0,1

0,5

0,04

средний состав шихты

2,759

0,72

0,763

0,033

0,045

сталь перед раскислением

0,1

0,04

0,01

0,025

Расход футеровки (периклазошпинелидный кирпич) примем равным 0,25 % массы садки.

Расчет конвертера включает:

1) расчет материального баланса;

2) расчет основных размеров конвертера;

3) расчет кислородной фурмы;

4) расчет теплового баланса

Материальный баланс

Угар примесей определим как разность между средним содержанием элемента в шихте и в стали перед раскислением (расчет проводим на 100 кг шихты).

Теперь определяем конечный состав шлака.

В соответствии с практическими данными примем, что содержание FeO и Fe2 O3 в конечном шлаке соответственно равно 15 и 5%.Тогда масса шлака без оксидов железа равна 80 % или согласно предыдущей таблице 10,379, а общая масса шлака Lшл = 10,379/0,8=12,974 кг.

Масса оксидов железа в шлаке равна 12,974 - 10,379 = 2,595 кг, из которых 0,649 кг Fe2O3 b 1.946 или FeO.

Таким образом, состав конечного шлака следующий:

SiO2

CaO

MgO

Al2O3

Cr2O3

MnO

P2O5

Fe2O3

FeO

кг

1,8865

6,623

0,446

0,3705

0,03

0,0286

0,933

0,0613

0,649

1,946

14,54

51,05

3,44

2,86

0,23

0,22

7,19

0,47

5,00

15,00

Окислится железа, кг:

До Fe2O3…0.649-0.197=0.452

До FeO…1,946

Здесь 0,197 кг – количество Fe2O3, поступающее из различных источников.

Поступит железа из металла в шлак

1,946∙56:72+0,452∙112:160=1,514+0,319=1,833 кг.

Выход годного составит

100-5,645-0,5-1,0-1,833=91,022 кг

где 5,645 – угар примесей,кг;

0,5 – количество железа, уносимого со шлаком, кг;

1,0 – потери железа с выбросами, кг;

1,833 – потери железа на образование окислов железа в шлаке, кг.

Расход кислорода на окисление железа (определяем как разность между массами окисла и исходного элемента):

(1,946-1,514)+(0,649-0,319)=0,762 кг

Расход кислорода на окисление всех примесей

5,607+0,762=6,369 кг.

Принимая коэффициент усвоения подаваемого в ванну кислорода равным 0,9, определим необходимое количество технического кислорода на 100 кг садки

6,369∙22,4/(0,995∙0,9∙32)=4,98 м3.

Расход кислорода на 1 т садки равен 49,8 м3/т.

Количество подаваемого азота равно

4,98∙0,005=0,025 м3 или 0,031 кг.

Количество неусвоенного кислорода

(4,98-0,025)∙0,05=0,248 м3 или 0,354 кг.

Масса технического кислорода равна

6,369+0,031+0,354=6,754 кг.

Определение основных размеров конвертера

Внутренний диаметр Dвн конвертера и глубина жидкой ванны в спокойном состоянии h и общая высота H1 зависят от его садки (рис. 2):

Садка, т

100

150

200

250

300

Dвн

3,3

4,2

4,93

5,5

6,2

6,9

1,1

1,4

1,5

1,6

1,7

2,0

1,55

1,47

1,4

1,3

1,22

1,25

Толщину футеровки конвертера обычно принимают: конусной части 508-888 мм ; цилиндрической части 711-990 мм; днища 748-1120 мм.

В соответствии с приведенными рекомендациями выбираем Dвн=4,93 м и Н1/Dвн=1,4. Тогда высота рабочего пространства равна

Н1=4,93∙1,4=6,9 м.

Диаметр горловины принимаем равным

Dr=0,55Dвн=0,55∙4,93=2,7 м

Высота горловины при угле ее наклона а=60° равна

Нr=(Dвн-Dr)tg60°=0,5(4,93-2,7)1,732=1,93 м.

Объем конвертера находим по упрощенной формуле

м3.

Принимая толщину футеровки днища равной δф=1 м и толщину кожуха δкож=0,03 м, определим общую высоту конвертера

Н=6,9+1,0+0,03=7,93 м.

Наружный диаметр конвертера при средней толщине футеровки стен δф.ст=0,85 м и толщине кожуха δкож=0,03 м равен

Dнар=4,93+2∙0,85+2∙0,03=6,69 м

Расчет кислородной фурмы

При расчете материального баланса было найдено, что расход технического кислорода на 1т садки должен быть равен 49,8м3.общий расход кислорода на садку 150т должен быть равен

49,8∙150=7470 м3.

Принимая интенсивность продувки равной 8,38∙10-5 м3 /(кг∙с) найдем, что расход кислорода равен

8,33∙10-5∙150∙103=12,5 м3/с.

Тогда продолжительность продувки равна

7470:12,5=597,6 с (9,96 мин).

Длительность паузы между продувками примем равной 1080 с (18 мин).Тогда общая продолжительность цикла равна

597,6+1080=1678 с (27,96 мин).

Массовый расход технического кислорода на садку 150т равен

6,754:100∙150∙103=10131 кг

здесь 6,754 кг-масса технического кислорода, расходуемого на 100кг садки, заимствована из материального баланса, а его секундный расход

10131:9,96:60=16,95 кг/с.

Далее, задаваясь величиной давления технического кислорода в цехе, определяем давление кислорода перед фурмой. Затем производим расчет сопла. При многосопельной фурме расход кислорода делим на число сопел.

Для упрощенных расчетов диаметра цилиндрического сопла шестисопельной фурмы можно воспользоваться формулой Б. Л. Маркова

d=7.13∙103 мм,

где vф – расход кислорода на фурму, м3/с

Тепловой баланс

Приход тепла:

1. Тепло, вносимое чугунами (tч=1300°С):

Qч=GDч[счтвtпл. ч+Lч+счж∙(tч-tпл. ч)]

Qч =150∙103∙0,77∙[0,745∙1200+217,22+0,837∙(1300-1200)]=138,013 ГДж/,

где Dч=0,77 – доля чугуна в шихте;чтв=0,745 кДж – средняя удельная теплоемкость твердого чугуна в интервале температур 0 1200°С; счж=0,837 кДж – средняя удельная теплоемкость жидкого чугуна в интервале температур 1200 1300°С; Lч=217,72 кДж/кг – скрытая теплота плавления чугуна; tч= 1300°С – температура заливаемого чугуна; tпл. ч=1200 – температура плавления чугуна; G=150∙103 - емкость конвертера.

2. Тепло, вносимое скрапом (tск=20°С):

Qск=сск∙Dск∙G∙tск

Qск=0,469∙150∙103∙0,23∙20=0,342 ГДж

где сск=0,469 кДж – удельная теплоемкость скрапа при tск=20°С; Dск=0,23 – доля скрапа в шихте;

3. Тепло экзотермических реакций.

4. Расход шлакообразования:

SiO2→(CaO2)SiO2… 0,01543∙150∙10∙28:60∙2,32=5369,142

P2O5→(CaO)3P2O5∙CaO… 0,00053∙150∙10∙142∙4,71=372,166

здесь первая колонка – доля оксида; третья и четвертая – молекулярные массы элемента и соединения соответственно; пятая – тепловые эффекты реакции шлакообразования, МДж/кг (табл. данные).

Расход тепла

1. Физическое тепло стали:

Qст=Dст∙G[ссттв∙tпл ст+Lст+сстж(tст-tпл ст)]

Qст=0,91022∙150∙103[0,715000+272б16+0,837(1600-1500)]=191,946 ГДж

Dст=0,91022 – выход стали (см мат. баланс); сстТВ=0,7 кДж/(кг∙К) – удельная теплоемкость твердой стали, средняя в интервале температур 01500°С; сстж= 0,837 кДж/(кг∙К) – удельная теплоемкость жидкой стали, средняя в интервале температур 15001600°С; tпл ст=1500°С – температура плавления стали; Lст=272,16 кДж/кг – скрытая теплота плавления стали.

2. Физическое тепло стали, теряемое со шлаком:

Qст_шл = 0,005-150-103[0,7-1500+272,16+0,837(1600-1500)]=1,054 ГДж

где 0,005 – потери металла со шлаком.

3. Физическое тепло шлака:

Qшл = 0,12974-150-103 (1,25-1600+209,35)=42,996 ГДж.

где 0,12974 – получено шлака, кг (см. мат. баланс); 1,25 кДж/(кг∙К) – теплоемкость шлака, средняя в интервале температур 15001600°С; 209,35 кДж/кг – скрытая теплота плавления шлака.

4. Тепло, уносимое газообразными продуктами реакций с температурой tух= 1550 °С

Qух = 0,0558∙150∙103∙2397,543=20,067 ГДж

iCO+SO... (0,1384 + 0,0002) 3545,34 = 491,384

iCO... 0,8006∙2200,26 =.1761,308

iHO... 0,012-2758,39 = 33,107

iO... 0,0444·2296,78 = 101,977

iN… 0,0045·2170,55 = 9,767

iух1550= 2397,543 кДж/м3

Энтальпия газов при tух=1550°С определяют по таблице

5. Тепло, теряемое с уносимыми частицами Fe2O3

QFeO=0,02143·150·103(1,23·1600+ 209,36)= 7,0 ГДж

0.02143 - Fe2O3 в дым.

6. Потери тепла излучением через горловину конвертера:

во время продувки:

Qизл. 1=5,7 ГДж

во время паузы:

Qизл. 2=5,7 ГДж

Суммарные потери тепла излучением:

Qизл=2,4+3,48=5,88 ГДж

7. Тепло, аккумулируемое футеровкой конвертера.

Во время паузы внутренние слои футеровки конвертера ох лаждаются, отдавая тепло излучением через горловину, а во время продувки снова нагреваются, аккумулируя тепло. Расчет этой величийы проводят методом конечных разностей.

Для упрощения расчетов принимаем, что температура внутренней поверхности футеровки и толщина последней везде одинаковы (δнач= 0,9 м для новой и δкон=0,45 м для изношенной футеровки). Поскольку наибольшие потери будут при тонкой футеровке, принимаем в расчете, что периклазошпинелидная футеровка имеет толщину δф= =0,45 м.

В первом приближении принимаем распределение температуры по толщине футеровки в конце периода продувки линейным, причем tвн=1500°С, а tнар=400°С. Тогда при средней температуре футеровки tф=0,5 (1500+400)=950°С. Коэффициент теплопроводности периклазошпинелидной футеровки равен λФ=4,17-0,0011∙950=3,125 Вт/(м·К).

Плотность периклазошпинелидной футеровки ρф=3150 кг/м3, удельная теплоемкость сф=920 Дж/(кг·К), коэффициент температуропроводности α=3,125/(3150·920)=1,0·103 м2/с.

Разобьем футеровку на 25 элементарных слоев, каждый из которых имеет толщину:

xср=0,45/25 = 0,01 8

Продолжительность элементарного интервала времени

∆τ=(∆x)2/2α

∆τ=xф2/2αф= 0,0182/2·1,0·10-6 = 162 с.

Число элементарных интервалов времени: в период продувки k1=597,6/162=3,69≈4; в период паузы k2=1080/162=6,67≈7.

В период продувки температура внутренних поверхностей футеровки неизменна и равна 1500 °С. В течение паузы температура внутренней поверхности футеровки уменьшается за счет потерь тепла излучением.

Находим коэффициент теплоотдачи излучением

αизл=Вт/(м2·К),

где площадь внутренней поверхности футеровки конверте
ра определяем по формуле

Fвн=πDвнН1+πDвн2/4=3,14·4,93·6,9+3,14·:4,932/4=125,9 м2

Коэффициент теплоотдачи конвекцией от наружной поверхности футеровки конвертера находим по формуле

α=10+0,06tст

Принимаем среднюю температуру наружной поверхности равной 300 °С

αконв= 10+0,06·300 = 28 Вт/(м2·К)

Начальное распределение температуры находим в соответствии с принятым линейным распределением температуры по толщине футеровки в ло, аккконце периода продувки.

Тепло, аккумулированное футеровкой конвертера

Qакк = Vфρфсф(tфкон-tфнач) = 22,66231 50 920 (1220,3-1196,4)=1,38 ГДж

здесь Vф=Fвн·10x=125,9·10·0,018=22,662 м3

t=°С

t°С

8. Потери тепла теплопроводностью через футеровку

Qтепл=

Fнар – площадь наружной поверхности стены, м2

Qтепл=(3,14·6,69·7,93 + 3,14·6,692/4)· х·597,6=0,85 ГДж.

9. Потери тепла на охлаждение кислородной фурмы

Принимая внешний диаметр фурмы равным d=0,2 м, глубину ее опускания 5,8 м, а величину потока тепла на фурму q=348,9 кВт/м2, определяем потери тепла с охлаждающей водой:

QФ= 348,9·103·3,14·0,2·5,8 ·597,6=0,76 ГДж

Результаты расчетов теплового баланса конвертера представим в виде таблицы. Как следует из таблицы, имеется некоторый избыток прихода тепла (1,846 ГДж или 0,68%). Это приведет к некоторому увеличению температур металла, шлака и футеровки. В противном случае (недостаток тепла ) расчет следует повторить, предусматривая меры для увеличения проходной части баланса.

Тепловой баланс конвертера

статья прихода

ГДж (%)

статья расхода

ГДж (%)

Физ. тепло

чугуна

скрапа

Тепло экзотермических реакций

Тепло шлакообразования

Итого

138,013 (50,48)

0,324 (0,12)

129,300 (47,30)

5,741 (2,10)

273,378 (100,0)

Физ. тепло

стали

стали, теряемой со шлаком

шлака

Тепло, уносимое газами

Тепло, уносимое частицами Fe2O3

Потери тепла излучением

Тепло, аккумулированное кладкой

Тепло, теряемое теплопроводностью

Тепло, теряемое с охлаждающей водой

Избыток

Итого

191,946 (70,21)

1,054 (0,39)

42,996 (15,73)

20,067(7,34)

7,00 (2,56)

5,48 (2,00)

1,38 (0,50)

0,85 (0,31)

0,759 (0,28)

1,846 (0,68)

273,378 (100,0)

Список использованных источников

1. Металлургическая теплотехника. В 2-х томах. 1. Тепловые устройства в черной металлургии: Учебник для вузов/Филимонов Ю. П., Старк С. Б., Морозов В.А. – М.: Металлургия, 1974, 520 с.

Страницы: 1, 2

В соцсетях