123270 (689413), страница 2

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 2)

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:

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

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 D_вн=4,93 м и Н₁/D_вн=1,4. Тогда высота рабочего пространства равна

Н₁=4,93∙1,4=6,9 м.

Диаметр горловины принимаем равным

D_r=0,55D_вн=0,55∙4,93=2,7 м

Высота горловины при угле ее наклона а=60° равна

Н_r=(D_вн-D_r)tg60°=0,5(4,93-2,7)1,732=1,93 м.

Объем конвертера находим по упрощенной формуле

м³.

Принимая толщину футеровки днища равной δ_ф=1 м и толщину кожуха δ_кож=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 δ_ф.ст=0,85 м и толщине кожуха δ_кож=0,03 м равен

D_нар=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 v_ф – расход кислорода на фурму, м³/с

Тепловой баланс

Приход тепла:

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

Q_ч=GD_ч[с_ч^твt_{пл. ч}+L_ч+с_ч^ж∙(t_ч-t_{пл. ч})]

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

где D_ч=0,77 – доля чугуна в шихте;_ч^тв=0,745 кДж – средняя удельная теплоемкость твердого чугуна в интервале температур 0 1200°С; с_ч^ж=0,837 кДж – средняя удельная теплоемкость жидкого чугуна в интервале температур 1200 1300°С; L_ч=217,72 кДж/кг – скрытая теплота плавления чугуна; t_ч= 1300°С – температура заливаемого чугуна; t_{пл. ч}=1200 – температура плавления чугуна; G=150∙10³ - емкость конвертера.

1. Тепло, вносимое скрапом (t_ск=20°С):

Q_ск=с_ск∙D_ск∙G∙t_ск

Q_ск=0,469∙150∙10³∙0,23∙20=0,342 ГДж

где с_ск=0,469 кДж – удельная теплоемкость скрапа при t_ск=20°С; D_ск=0,23 – доля скрапа в шихте;

1. Тепло экзотермических реакций.

2. 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:

Q_ст=D_ст∙G[с_ст^тв∙t_{пл ст}+L_ст+с_ст^ж(t_ст-t_{пл ст})]

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

D_ст=0,91022 – выход стали (см мат. баланс); с_ст^ТВ=0,7 кДж/(кг∙К) – удельная теплоемкость твердой стали, средняя в интервале температур 0 1500°С; с_ст^ж= 0,837 кДж/(кг∙К) – удельная теплоемкость жидкой стали, средняя в интервале температур 1500 1600°С; t_{пл ст}=1500°С – температура плавления стали; L_ст=272,16 кДж/кг – скрытая теплота плавления стали.

1. Физическое тепло стали, теряемое со шлаком:

Q_ст__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:

Q_шл = 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 1500 1600°С; 209,35 кДж/кг – скрытая теплота плавления шлака.

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

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

i_{CO +SO}... (0,1384 + 0,0002) 3545,34 = 491,384

i_CO... 0,8006∙2200,26 =.1761,308

i_{H O}... 0,012-2758,39 = 33,107

i_O ... 0,0444·2296,78 = 101,977

i_N … 0,0045·2170,55 = 9,767

i_ух¹⁵⁵⁰= 2397,543 кДж/м³

Энтальпия газов при t_ух=1550°С определяют по таблице

5. Тепло, теряемое с уносимыми частицами Fe₂O₃

Q_{Fe O} =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:

Q_{изл. 1}=5,7 ГДж

во время паузы:

Q_{изл. 2}=5,7 ГДж

Суммарные потери тепла излучением:

Q_изл=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 (δ_нач= 0,9 м для новой и δ_кон=0,45 м для изношенной футеровки). Поскольку наибольшие поте­ри будут при тонкой футеровке, принимаем в расчете, что периклазошпинелидная футеровка имеет толщину δ_ф= =0,45 м.

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

Плотность периклазошпинелидной футеровки ρ_ф=3150 кг/м³, удельная теплоемкость с_ф=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:

x_ср=0,45/25 = 0,01 8

Продолжительность элементарного интервала времени

∆τ=(∆x)²/2α

∆τ=x_ф²/2α_ф= 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

α_изл= Вт/(м²·К),

Характеристики

Список файлов курсовой работы