Двухванные печи

Двухванные печи

Содержание

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 сорта-мента, 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 сравне-нии с 12-15 кг 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 вы-ше, чем мартеновских; их устанавливают на месте сущест-вующих мартеновских печей без реконструкции здания и изменения грузопотоков в цехе.

1. Конструкция двухванной сталеплавильной печи

При интенсивной продувке мартеновской ванны выде-ляется значительное количество СО, которую трудно пол-ностью дожечь в самом рабочем пространстве. Часть несгоревшего СО и большое количество пыли выносятся дымо-выми 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 - футерован-ный воздухопровод; 7 - амбразура в своде печи; 8 - эжектор использования СО и частичного улавливания пыли в самом рабочем пространстве создана двух ванная сталеплавиль-ная печь (рис. 123).

Рабочее пространство такой печи разделено переводом на две ванны. Обе ванны имеют общий .свод, так что про-дукты сгорания, образующиеся в одной ванне, проходят вторую часть рабочего пространства.

1.1 Устройство работы двухванной печи

Печь работает следующим образом: в одной ванне (го-рячей) происходит плавление и доводка с интенсивной про-дувкой металла кислородом, а во второй ванне (холодной) в то же время идет завалка и прогрев твердой шихты. Га-зы из горячей части печи направляются в холодную и со-стоят до 35% из оксида углерода. В холодной части печи СО догорает до СО2 и за счет выделяющегося тепла проис-ходит 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. Закан-чивается продувка за 5-7 мин до выпуска. С выпуском металла из первой ванны цикл плавки заканчивается и на-чинается новый. В то же время с помощью перекидных шиберов изменяется направление движения газов. Теперь бывшая холодная ванна становится горячей. Первую ван-ну заправляют и производят завалку шихты, и цикл повто-ряется.

Двух ванная печь должна работать таким образом, что-бы было равенство холодного и горячего периодов, проте-кающих одновременно в разных ваннах. В холодный пери-од входит выпуск, заправка, завалка, прогрев, заливка чугуна; в горячий период - плавление и доводка. Например, для печи с садкой каждой ванны 250 т общая продол-жительность плавки составляет 4 ч, каждый период длится по 2 ч. Металл выпускается также через каждые 2 ч. Рас-кисление 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 техничес-ком кислороде без вентиляторного воздуха, поэтому реге-нераторы отсутствуют. Холодная ванна печи частично вы-полняет роль регенераторов, аккумулируя тепло газов, по-кидающих горячую часть печи с температурой ~1700°С, и частично улавливает плавильную пыль, тем самым выпол-няет 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 окис-лов железа.

Дымовые газы, покидающие рабочее пространство печи с температурой около 1500 °С, поступают по вертикальному каналу в шлаковик, в котором охлаждаются водой до тем-пературы 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, повы-шенный расход жидкого чугуна и выбивание большого ко-личества технологических газов через завалочные окна в цех.

Выбивание газов из рабочего пространства происходит через завалочные окна при поднятых заслонках и по пе-риметру закрытых заслонок, а также через стационарные желоба для заливки чугуна. Как показала практика, опти-мальное 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 ус-ловиях, 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 количе-ство выбивающихся газов превышает 20 % всего количест-ва газов, поступающих в дымоотводящий тракт.

На некоторых печах вследствие недостаточной пропуск-ной способности дымоотводящего тракта давление под сво-дом 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 разли-вочный пролет. Выбивание приводит также к ухудшению тепловой работы печи, так как часть оксида углерода и фи-зического 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 воз-духа являются подсосы через вертикальный канал, через который не удаляются дымовые газы и на который действует тяга, соз-даваемая дымовой трубой. Кроме того, отрицательно сказывается эжектирующее действие, воздушных завес, установленных на ам-бразурах для продувочных фурм и в задней стенке для термопары, а также подсосы через завалочные окна печи. Вследствие боль-шого 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 охлажда-емые 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 угле-рода и продуваемой камере и оптимальном распределении тепла

оксида углерода между двумя камерами были выполнены совме-стные расчеты уравнений газового, материального и теплового балансов продувочной камеры и камеры нагрева, которые пока-зали, что:

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;

количество воздуха, фактически поступающее в про-дувочные 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 кампа-нии печи; создание конструкции дымоотводящего тракта обеспечивающего неорганизованные минимальные подсосы; выполне-ние 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 поз-воляет сократить количество воздуха, поступающего через вер-тикальный 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 футе-рованным воздухопроводом. Эжектируемый воздух подлетел в ка-меру нагрева шихты со скоростью 100 м/с и используется для сжи-гания 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 эффектив-ности отдува.

При уменьшении количества подсасываемого в продувочную камеру воздуха уменьшается общее количество дыма, поступа-ющего d камеру нагрева. Это позволяет оборудовать печь пере-жимом 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 в час. 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 ре-зервную 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 рав-ной -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 ма-териального баланса; 2) расчет теплового баланса; 3) рас-чет 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: I период от завалки до полного расплавления, II период- от рас-плавления 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 содер-жанием 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 количе-ство образовавшихся оксидов (вторая колонка цифр молекулярная масса кислорода в продукте; третья - мо-лекулярная 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-Р2О6 0,144-80:62-0,186

Fe в дым-Fе2О3 0, 5-48:112=0,214

S-SO2 0, 0465-32:32-0, 0465 3,0175

Для расчета состава и количества шлака следует сде-лать следующие допущения.

При завалке со скрапом вносится 2 % загрязнений типа глины, имеющей состав: 52 % SiO2; 25 % А1гО3; 23 % Н2О. Таким образом, загрязнениями вносится, кг:

SiO 35.0, 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 попа-дает 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 со-става: 46 % СаО; 8 % А12О3; 6 % MgO; 2 % S.

В шлак поступает некоторое количество материала фу-теровки, 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 рас-сматриваемом случае скачивают 6 % шлака (6 кг) соста-ва, %: 21 SiO2; 3,5 А12О3; 4 MnO; S MgO; 25 СаО; 4 P2O-3; 0,3 S; 0,1 Cr2O3; 27,6 FeO; 6,5 Fe2O3.

Со скачиваемым шлаком уходит, кг:

SiO2 ... 6, 0-0,210 = 1,260

А12О3... 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

Р2О5…6,0-0,040 = 0,240

S ... 6, 0-0,003 = 0,018...

Сг2О3…6,0-0,001 =0,006

FeO ... 6, 0.0,276 = 1,656

Fe2O3 ... 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 в 1 кг известняка).

Обозначая расход известняка за х., будем считать об-щий расход известняка равным (2,83+х) кг с учетом по-терь 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

миксерного шлака 0,5-0,38=0,19

известняка 2,83+х)0,02=0,0566+0,02х

2,036+0,02х

Поступление А1ЭО3, 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 содер-жится 16 % FeO и 6 % Fe2O3, составим с учетом скачива-ния шлака, формулу количества его в конце 1 периода, кг: SiO2 ... 2,036+ 0,02х-1,260 = 0,776+ 0,02х

А12О3 ... 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

Р2О6 ... 0,332 + 0,0007х -0,24 = 0,092 + 0,0007х

S ... 0,111+0,001х -0,018 = 0,093 + 0,001х

Сг2О3 … 0,012 - 0,006 = 0,006

FeO ,..0,16шл

Fe2O3 …0,16шл

Lшл = 0,22Lшл + 2,8216 + 0,5747х или

LШП = 3,617 + 0,737х.

Полагая, что основность шлака в конце I периода дол-жна 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:

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 Fe2O3 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 замедле-ны, принимаем коэффициент усвоения подаваемого в ванну кислорода, равным 0,9. Тогда расход технического кислоро-да составит

Здесь 0,95-доля O

Расход чистого кислорода 4,04-22,4/32 - 2,828 м3.

Расход чистого кислорода с учетом коэффициента ус-воения 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 кислоро-дом 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 скачива-емым 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 окисливше-гося 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 простран-ства камеры печи, является определение средней тепловой нагрузки и тепловой нагрузки холостого хода. Расчет про-изводим 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 ЈCK=20°C; DCK=0,35 - доля скрапа в шихте; G -250 т емкость одной ванны печи.

2, Тепло, вносимое чугуном

Q4 = GD4 [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:'

cf =0,837 кДж/(кг-К) -тоже жидкого чугуна в интерва-ле температур 1200-1300 °С;

1-4 = 217,72 кДж/кг - скрытая теплота плавления чугуна; Јч=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-Fе2О3(в дым) ... 0,010000-250.103-7,37 = 18425,0

Р-Р2О5 ... 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^Fe2O3 ... (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)2SiO2... 0,01393-250-103;28.60-2,32 =8075,75

Р206-(Са0)8РАСа0 ... 0,033 250 103 62 142 4,71 =738,63

QШ.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 шлакооб-разования, 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 при-родного газа (см. пример 35); В - расход природного газа на плавку, м3..

6.Тепло, вносимое подсасываемым в рабочее простран-ство 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 для сжигания 1 м3 природного газа и 1 м3 СО, соответственно

равные 9,28 и 2,38 м3/м3; Dсо- доля образующегося СО (см. материальный баланс плавки);

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 твер-дой 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 со-ответственно (см. материальный балане).

4. Тепло, уносимое продуктами сгорания при средней
температуре 1yx= 1600 °С

=BiyxVyx 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, Н2О, 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 103кДж=22,56 ГДж.

Здесь 1775,5 кДж/кг - теплота разложения 1 кг извест-няка; .

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 Н2О в продуктах плавки (см. матери-альный баланс).

7. Тепло, затраченное на нагрев выделяющихся из ван-ны 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 Fe2O3

= 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 охлаж-даются заслонки окон (расход воды по 1,67- 10м3/с)„ змеевики столбиков (по 0,56-103 м3/с), амбразура шлако-вой летки (1,12-103 м3/с) и кислородные фурмы (по 0,28 103 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 - теп-лоемкость воды, кДж/(м3К); четвертый - время теплово-го 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- 103м3/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 со-гласно приложению XI при 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 толщи-ной 0,75 м и слой легковесного шамота толщиной =0,065 м. Принимая температуру наружной поверхно-сти 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/(м К).

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 Н2О примем
равными 2 % от тепла, получаемого при сжигании природ-ного 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 при-родного газа

= 0,025-0,035 3 = 0,00088 В ГДж.

Расход природного газа найдем из уравнения теплово-го 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

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 теп-ловую 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 (продолжитель-ность 4680 с). Обычно период заливки и плавления про-ходит при средней тепловой нагрузке. Тогда

Q3 = 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 при-родного газа по периодам

220,64 + 1195,69 + 956,87 +570,70 - 2943,9 м3, что соответствует значению, найденному из теплового ба-ланса.

Заключение

Таким образом, двухванная печь имеет много эксплуатацион-ных 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 эко-номическом отношении) периоду полного перехода нашей метал-лургии 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.