Расчет ведется на 100 кг чугуна. Результаты расчета материального баланса позволяют составить тепловой баланс плавки на чугуне.


Чтобы посмотреть этот PDF файл с форматированием и разметкой, скачайте его и откройте на своем компьютере.
Федеральное агентство по образованию


САНКТ

ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ
ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ




В.П. Карасев С.В. Рябошук



ТЕОРИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ
ПРОИЗВОДСТВА СТАЛИ


Расчет тепло
-

и массообменных процессов при
перераб
отке углеродистого сырья в сталь.
Методические указания к курсовой работе

















Санкт
-
Петербург

Издательство Политехнического университета

200
9



2

Федеральное агентство по образованию


САНКТ

ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ

ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ




В.П. Карасев С.В. Рябошук



ТЕОРИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ
ПРОИЗВОДСТВА СТАЛИ


Расчет тепло
-

и массообменных процессов при
переработке углеродистого сырья в сталь.
Методические указания к курсовой работе

















Санкт
-
Пете
рбург

Издательство Политехнического университета

200
9



3


УДК

ББК

М

В.П. Карасев, С.В. Рябошук.

Теория и технология прои
зводства стали. Расчет
тепло
-

и ма
ссообменных

процессов

при переработке углеродистого сырья в сталь
.

Методические указания к курсовой р
аботе.
:

Учеб. пособие. СПб.: Изд
-
во Полит
ехн.
Ун
-
та,
200
9
.

с.
5
9

ISBN




Изложена методика расчета
тепло
-

и массообменных процессов

при
плавк
е

стали
в конвертере с продувкой металла кислородом сверху. В методике учтены современные
особенности технологии кон
вертерной плавки. Определены удельные расходы
шихто
вых материалов на 1 т жидкой не
рафинированной стали на базе составления
материальных и тепловых балансов участвующих в плавке материалов металлошихты.
Методические указания предназначены для студентов спец
иальностей ©Металлургия
черных металловª и ©Экономика и организация металлургического производстваª и
могут быть полезны инженерно
-

техническим работникам проектных институтов и
кислородно
-
конвертерных цехов.






















©
Карасев В. П., Рябошук
С. В., 200
9

© Санкт
-

Петербургский государственный

ISBN


политехнический университет, 200
9




4

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

................................
................................
................................
................................
..........................

6

1.ЗАДАНИЕ НА РАСЧЕТ

................................
................................
................................
................................
..

8

2.МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ

................................
................................

11

2.1. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И СОС
ТАВА ШЛАКА

................................
................................
...............

11

2.2.РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА СТАЛИ, ПОЛУЧАЮЩЕЙСЯ ИЗ

100 КГ ЧУГУНА
..............................

15

2.3.РАСЧЕТ КОЛИЧЕС
ТВА И СОСТАВА ГАЗА, УХОДЯЩЕГО ИЗ КОНВЕРТЕРА

........................

17

3.ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ

................................
................................
.............

19

3.1. ПРИХОД ТЕПЛА

................................
................................
................................
................................
...

19

3.1.1.Теплота жидкого чугуна

................................
................................
................................
................

19

3.1.2.Теплота окисления примесей

................................
................................
................................
.......

19

3.2.РАСХОД ТЕПЛ
А

................................
................................
................................
................................
.....

20

3.2.1.Теплосодержание стали, выпускаемой из конвертера

................................
............................

20

3.2.2.Теплосодержание конечного шлака

................................
................................
............................

21

3.2.3.Теплота, уносимая газами

................................
................................
................................
.............

21

3.2.4.Теплота корольков, остающихся в шлаке

................................
................................
.................

22

3.2.5.
Теплота, теряемая с выбросами и выносами металла

................................
...........................

22

3.2.6. Теплота
Fe
2
O
3
, уносимая из конвертера с отходящими газами

................................
............

22

3.2.7. Т
еплота, затраченная на разложение карбонатов

................................
................................
...

23

3.2.8. Теплота, расходуемая на нагрев технического кислорода

................................
....................

23

3.2.9. Предварит
ельный тепловой баланс

................................
................................
...........................

24

4.РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ КОНВЕРТЕРА

................................
................................
..............

25

4.1. РАСЧЕТ РАЗМЕРОВ ВНУТРЕННЕЙ ПОЛОСТИ КОНВЕРТЕРА

................................
................

25

4.2.КОНСТРУИРОВАНИЕ ОГНЕУПОРНОЙ ФУТЕРОВКИ КОНВЕРТЕРА

................................
.....

29

5. РАСЧЕТ ТЕПЛОПОТЕРЬ КОНВЕРТЕРА И УТОЧНЕНИЕ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА

...............

30

5.1.ТЕПЛОПОТЕРИ ЧЕРЕЗ СТЕНКИ КОНВЕРТЕРА

................................
................................
...........

30

5.2.ТЕПЛОПОТЕРИ ЧЕРЕЗ ГОРЛОВИНУ КОНВЕРТЕРА

................................
................................
..

33

5.3. РАСХОД ТЕПЛА НА ОХЛАЖДЕНИЕ КИСЛОРОДНОЙ ФУРМЫ

................................
...............

34

6.
РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ОХЛАДИТЕЛЕЙ

................................
................................
.............................

36

6.1.МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС НА 1
00 КГ ЛОМА

................................
................................
...............

37

6.2.ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЛАВКИ НА 100 КГ ЛОМА

................................
................................
..........

43

6.2.1. Приход тепла

................................
................................
................................
................................
..

44

6.2.1.1. Теплота окисления примесей

................................
................................
................................
..

44

6.2.1.2. Теплота шлакообразования

................................
................................
................................
....

44

6.2.2. Расход тепла

................................
................................
................................
................................
....

45

6.2.2.1. Теплосодержание стали, выпускаемой из конвертера

................................
........................

45

6.2.2.2. Теплосодержание конечного шлака

................................
................................
.......................

45

6.2.2.3. Теплота, уносимая газами

................................
................................
................................
......

45

6.2.2.4. Теплота корольков, остающихся в шлаке

................................
................................
.............

46

6.2.2.5. Те
плота, теряемая с выбросами и выносами металла

................................
........................

46

6.2.2.6. Теплота Fe
2
O
3
, уносимая из конвертера с отходящими газами

................................
........

46

6.2.2.7
. Теплота, затраченная на разложение карбонатов

................................
.............................

46

6.2.2.8. Теплота, расходуемая на нагрев технического кислорода

................................
..................

46


5

7.РАСЧЕТ ТЕ
ХНИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ПРОЦЕССА

................................
................................
...

49

7.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДНЫХ КОЭФФИЦИЕНТОВ

................................
................................
...

49

7.2. РАСЧЕТ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ КОНВЕРТЕРА

................................
................................
.....

51

ПРИЛОЖЕНИЯ

................................
................................
................................
................................
................

53

ЛИТЕРАТУРА

................................
................................
................................
................................
...................

59


6

ВВЕДЕНИЕ



Предыдущее издание
м
етодических указаний было опубликова
но в
1989 году. С тех пор в практике ведения конвертерной плавки произошли
существенные перемены. Изменился химический состав
углеродистого
сырья, в частности, чугуна
. Привлечены к использованию дополнительные
шлакообразующие материалы. Вследствие внедрени
я практики раздува
конечного шлака иным стал химический состав рабочего слоя футеровки,
непосредственно соприкасающегося с металлической ванной конвертера.
Помимо металлического лома в качестве охладителей ванны для особо
ответственных марок стали начали
использовать твердый чугун, губчатое
железо, композицию из твердого чугуна и железорудных окатышей
(синтиком). В составе стального лома сегодня преобладают материалы из
спокойных марок стали, содержащей кремний и марганец. Металл,
выпускаемый их конвертера
, по существу является полупродуктом,
превращение которого в сталь заданной марки реализуется в агрегатах
внепечной обработки жидкой стали. Преобладающим вариантом ведения
плавки стала комбинированная продувка, при которой кислород вдувается
сверху, а чере
з днище вводится инертный газ. Указанные выше изменения
по возможности учтены в настоящих методических указаниях.


Выполнение предложенных в руководстве расчетов осуществляется
параллельно с изучением курса ©Теория и технология производства
сталиª.
Помимо приобретения навыков и умени
й

в расчетах
тепло
-

и
массообменных процессов при переработке углеродистого сырья
, в
определении технических показателей конвертерной плавки, в способах
расчета размеров конвертера, выполнение задания призвано
способствов
ать усвоению лекционного материала.


Методические указания составлены в в
и
де примера расчета. Задание на
расчет в части параметров работы конвертера, химического состава чугуна
и стали, набора и расхода других материалов плавки уточняются
индивидуальн
о для каждого студента. Пример
вычислений

в данном
случае играет роль своеобразного путеводителя в действиях студента.


Такой способ поможет в усвоении
данной
методики, что является
главной целью работы студента. Выполнение
работы

согласно
индивидуаль
ному заданию представляет собой расчет базового варианта

7

конвертерной плавки. Помимо этого студенту предстоит выполнить как
минимум еще два расчета, в которых изменен один из параметров плавки.
Итогом работы будет определение расходных коэффициентов
конвер
терной плавки и влияния н
а

эти коэффициенты переменного
параметра плавки.



8


1.
ЗАДАНИЕ НА РАСЧЕТ


Заданы следующие параметры работы конвертера.



вместимость конвертера
G

=
300 т



удельная интенсивность продувки
i

=
3,8

м
3
/(т
·
мин)



температура чугуна, залива
емого в конвертер
T
ч

=
1300 º
C
=
1573 К



температура стали, выпускаемой из конвертера Т
ст
=

1620 º
C

=

1893 К



продолжительность цикла плавки
τ

=
36 мин



средняя температура отходящих газов
Т
г

=
1600

º
C

=

1873

К



марка выплавляемой стали 08Ю



футеровка конвертера
трехслойная


Химический состав исходных материалов приведен в табл
.

1.1, 1.2
.



Таблица 1.1

Химический сост
ав чугуна, полупродукта и стали


Состав, % по массе

C

Si

Mn

P

S

O

Cr

Cu

Чугун

4,7
3

0,50

0,25

0,06

0,02

-

0,03

0,02

Полупродукт (металл
после продув
ки)

0,04

0

0,07

0,01

0,02

?

0,0
2

0
,
0
2

Сталь

0,0
6

0,02

0,17

0,01

≤0,02

≤0,01

≤0,03

≤0,06



9


Таблица 1
.
2

Материал

Микс.

шлак

Футер.

ш
лак
**

Футер.

Известь

ФОМ

Извест
-
няк
Mn
***

Fe
-

руда


Доло
-
мит

Пл.

шпат

Из
-
весть
Fe

Расход *

0,8

1,5

0,1

?

1,6

1,6

-

-

-

-

SiO
2

47,5

16,0

2,5

1,0

3,5

10,1

5,0

5,2

4,4

4
,
1

Al
2
O
3

6,5

10,3

1,0

0,9

2,0

2,1

2,0

2,0

1,5

0,5

FeO

4,0

5,0

-

1,0

6,1

0,5

3,0

1,5

-

-

Fe
2
O
3

1,4

-

2,8

1,1

-

1,6

88,0

1,5

1,2

6,2

MnO

8,0

3,0

-

1,0

-

11,9

0,2

-

-

-

CaO

27,5

51,0

38,6

92,
2

58
,0

3
5
,
4

0,6

5
3,5

1,5

8
3
,
4

MgO

4,5

13,9

55,0

0,9

30,3

0,7

0,1

36,0

-

5
,2

P
2
O
5

0,20

0,72

-

-

0,05

0,06

0,1

0,1

-

-

CaF
2

-

-

-

-

-

-

-

-

90,8

-

S

0,40

0,08

0,1

0,1

0,05

0,04

-

0,2

0,1

0,1

CO
2

-

-

-

1,6

-

36,3

-

-

-

0,5

H
2
O

-

-

-

0,2

-

1,3

1,0

-

0,5

-














100,0

100,0

100,0

100,
0

100,0

100,0

100,0

100,0

100,0

100,0


* Расход выражен в % от массы чугуна
.

**

Расход и состав слоя футеровки, образовавшегося в результате раздува
остаточного шлака.

*** Оксиды
Ca
,
Mg
, и
Mn

в марганцовистом известняке находят
ся в виде
карбонатов типа
MeCO
3
.



В составе шлакообразующих материалов известь используют всегда.
Расход извести определяют при расчете состава шлака

выбра
нной
основности.
Миксерный шлак непременный
©
спутник
ª

жидкого чугуна.
Из
-
за высокой концентрации окс
идов кремния

количество миксерного
шлака
, попадающего в конвертер, ограничивают 0,3


0,8 % от массы
чугуна.


В современной практике ведения конвертерного процесса раздув
конечного шлака осуществляется в начале каждой плавки. Так называемый
футеровочный шл
ак
получается за счет частичного восстановления
оксидов железа коксом и отходами производства алюминия. Повышения
вязкости шлака добиваются присадками магнезитовой крупки. Указанные
процедуры обуславливают отличие химического состава футеровочного
шлака от

состава

шлака конца конвертерной продувки
. Расход

10

футеровочного шлака может колебаться

от 1,0 до 3,5 %. Подвергается
износу и слой огнеупорной футеровки конвертера. Учитывая высокую
стойкость огнеупорной футеровки (до 10000 плавок), расход ее
может
бы
ть

принят равным 0,1 %
.

В данном примере расчета использован флюс ожелезненный

магнезиальный

(ФОМ) и марганцовистый известняк. Расход остальных
шлакообразующих материалов, приведенных в таблице 1.2, не указан. Эти
материалы в данном примере расчета не применя
ются.

В расчете принято, что 90 % углерода, окисляющегося в конвертерной
плавк
е
, уходит из полости конвертера в в
и
де СО, а остальное количество


в виде СО
2
.
В состав отходящих газов входят и другие компоненты,
концентрация которых изменяется по ходу проду
вки. Настоящий расчет
ориентирован на усредненный за плавку состав конвертерных газов.

Угар металла
в процессе продувки кислородом
обусловлен не только
убылью таких компонентов чугуна, как углерод,

кремний, марганец,
фосфор
, но и значительной потерей желез
а. В месте встречи кислородной
струи с расплавом развиваются такие температуры (выше 2500
0
С), при
которых упругость паров железа приближается к давлению атмосферы.
Железо интенсивно испаряется, затем, окислившись, выносится из полости
конвертера с газами
в виде
F
2
O
3
.


Интенсивность испарения железа зависит
от многих факторов. Потери железа за счет испарения могут достигать 3 %
от м
а
ссы чугуна. В данном примере расчета принято, что испаряется 1
,5

%
железа.

Расчет ведется на 100 кг чугуна. Результаты расчета

материального
баланса позволяют составить тепловой баланс плавки на чугуне. По
данным теплового баланса определятся избыток тепла, который

необходимо убрать, вводя в конвертерную ванну охладитель. Таким
охладителем служит преимущественно стальной лом. Сос
тавляющие лома
(
C
,
Si
,
Mn
,
P
) усваиваются ванной и вносят некоторые изменения в
материальный и тепловой балансы плавки
. Для учета этих изменений
требуется провести итерацию расчета балансов
,

после которой п
о
уточненным данным материального баланса определя
ются расходные
коэффициенты плавки.



11

2.
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРНОЙ
ПЛАВКИ


2.1
.
РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И СОСТАВА ШЛАКА


В шлак переходят окисляемые компоненты чугуна, количество
которых приведено в табл
.
2.1.

Таблица 2.1

Количество примесей, удаляющихся из
100 кг чугуна

(
в кг
)

Состав, % по массе

C

Si

Mn

P

S

O

Cr

Cu

Чугун вносит

4,7
3

0,50

0,25

0,06

0,02

-

0,03

0,02

Остается в продутом
металле

0,04

0

0,07

0,01

0,02

?

0,02

0
,
0
2

Удаляется из чугуна

4,
69

0,
50

0,1
8

0,0
5

0,0
0


0,0
1

0,0
0


Содержание кислорода в
чугуне

такое, что им можно пренебречь. В
продутом металле содержание кислорода существенно возрастает
,

по мере
того как
увеличивается температура

и снижа
ется концентрация углерода
.
Равновесная с углеродом концентрация кислорода [О] может быть
определена п
о формуле
:

[
O
] = (10
-

1168/
T



2,07
)/[
C
]
,

где
T



температура стали, К
;

[
C
]


концентрация углерода в стали.

Для условий данного

варианта

расчета (
Т
с
т

 1893 К, [
C
] = 0,04 %)
получаем [О]  0,05 %
.

Однако, после окончания продувки содержание
кислорода в ме
талле
выше равновесного значения. Предлагается
определять фактическое содержание кислорода по следующим
эмпирическим формулам.

А)
При [
C
] ≥ 0,10 %


[
O
] = 0,006 + (0,003/ [
C
]), %,

Б)
при

0,02%


[
C
]



0
,
10
%
,
%
.

Согласно выражению Б фактическое со
держание кислорода равно
0,07
%.

Расчет количества оксидов и кислорода, необходимого для их
образования, приведен в табл. 2.2
.




12

Таблица 2.2

Количество кислорода, необходимое для окисления компонентов
чугуна и колич
ество образующихся оксидов

Окисляется в кг

Требуется
кислорода в кг

Образуется оксидов в кг

Переходит

В шлак

В газовую фазу

С в СО

4,69
·
0,90 =

4,22

4,22
·
16/12 = 5,63

-

9,85

С в СО
2

4,69


4,22 = 0,47

0,47
·
32/12 = 1,25

-

1,72

Si
в

SiO
2


0,50

0,50
·
32/28 = 0,57

1,07

-

Mn
в

MnO

0,18

0,18
·
16/55 = 0,05

0,23

-

P
в

P
2
O
5

0,05

0,05
·
80/62 = 0,06

0,11

-

Cr
в

Cr
2
O
3

0,01

0,01
·
48/104 = 0,00

0,01

-

Fe
в

Fe
2
O
3

1,50

1,50
·
48/112 = 0,64

-

2,14

Всего




6,93

8,20

-

-

Кислород в стали в конце
продувки

0,07

-

-

Всего
требуется
кислорода

8,27

-

-


Способность шлака экстрагировать из металла серу и фосфор в
основном зав
исит от его основности В  СаО/
(
SiO
2

+
P
2
O
5
).

Величина
основности колебле
тся в пределах 2,2


4,0. Принимаем основность (В)
конечного шлака равной 3,0.
Для обеспечения
этой величины

в шлаке
должно быть

(см. табл. 2
.
3)
:

(1,9
1

+ 0,1
2
)
·
3,0 = 6,
09

кг СаО
.

В шлаке имеется
2,53

кг СаО. Значит нужно ввести 6,
09



2,
53

= 3,
56

кг
СаО
.

В составе извести имеется

92,
2

% СаО и 1,0 %

SiO
2
(табл. 1.2)
. После
связывания находящегося в извести
SiO
2

остается свободным 92,
2



1,0
·
3,0 = 89,
2

% СаО.

Для того, чтобы ввести в шлак 3,
56

кг

СаО
, нужно загрузить извести
3,
56
/0,89
2

=
3
,
99

кг. Извес
ть внесет следующее количество оксидов (табл.
2.4)
:


13

Таблица 2.3

Компоненты, п
ереход
ящие

в шлак и уход
ящие

с газами из чугуна и других шихтовых материалов
, кг


Источник
поступления

SiO
2

Al
2
O
3

FeO

Fe
2
O
3

MnO

CaO

MgO

Cr
2
O
3

P
2
O
5

S

CO

CO
2

H
2
O



Из чугуна

1,07



2,14
*

0,23



0
,01

0,11


9,85

1,72


15,13

Из 0,8 кг
микс. шлака

0,3
8

0,05

0,03

0,01

0,06

0,2
3

0,04

-

0,00

0,00

-

-


0,80

Из 1,5 кг
фут.шлака

0,24

0,15

0,08

-

0,05

0,7
6

0,21

-

0,01

-

-

-

-

1,50

Из 0,1 фут.

-

-

-

-

-

0,04

0,06

-

-

-

-

-

-

0,10

Из 1,6 Ф
ОМ

0,06

0,03

0,10

-

-

0,9
3

0,4
8

-

0,0
0

0,0
0




1,60

Из 1,6 из
-
вестняк
Mn

0,16

0,03

0,01

0,03

0,19

0,57

0,01

-

0,0
0

0,0
0


-

0,58

0,02

1,60

ИТОГО

1,9
1

0,26

0,22

2,18

0,53

2,
53

0,
8

0,01

0,
1
2

0,0
0

9,85

2,30

0,02

20,
7
3


* Это количество
Fe
2
O
3

уходит в газо
вую фазу


14


Таблица 2.4

Масса оксидов, вносимых
3
,
99

кг извести, в кг

SiO
2

Al
2
O
3

FeO

Fe
2
O
3

MnO

CaO

MgO

Cr
2
O
3

P
2
O
5

S

CO
2

H
2
O



0,04

0,04

0,04

0,04

0,04

3,
68

0,04

-

-

-

0,0
6

0,01

3,99


Часть извести (мелкая и пылевидная фракция) выдувается при загрузке
и в
начальный период продувки.

Извести приходится загружать несколько
больше расчетного количества. Исходя из данных практики, указанные
потери извести допустимо принять равным 10 % от расчетного количества.
Следовательно
,

в конвертер необходимо загрузить
3
,
99
·
1,10 =
4,39

кг
извести.

Потери извести составят соответственно 4,39
-
3,990,40 кг.

Определяем количество оксидов, поступивших в шлак из различных
источников (табл. 2.5).



Таблица 2.5

Масса оксидов, переходящих в шлак (кроме окси
дов железа), в кг


SiO
2

Al
2
O
3

MnO

CaO

MgO

Cr
2
O
3

P
2
O
5

S



Из
3
,
99

кг извести

0,04

0,04

0,04

3,
68

0,04

-

-

-

3,
84

Из источников, при
-
веденных в табл. 2.3

1,9
1

0,26

0,53

2,
53

0,
8
0

0,01

0,1
2

0,0
0

6
,
16

Масса шлака без
оксидов железа

1,9
5

0,30

0,57

6,
21

0,8
4

0,01

0,1
2

0,0
0

10,
00


Сод
ержание железа в конечном шлаке при

концентрации углерода
более
0,10 % определяют по эмпирической формуле
[
1
]
:


FeO

= 3,5 + 4
B

+

(0,3/[
C
]) , %

где ∑
FeO

-

общее количество железа в шлаке, пересчитанное на
FeO
,
%; В


основность шлака; [
C
]


концентрация
углерода в металле

в конце
продувки
, %
.

Для определения окисленности шлака при более низких содержаниях
углерода рекомендуется использовать другую формулу [
1]:


FeO

= 12 + (0,9/[
C
]) , %
.

Для данного варианта расчета ∑
FeO

= 12 + 0,9/
0,04 = 34,5 %
.


15

В конеч
ных шлаках кислородно
-
конвертерного процесса отношение

(
FeO
)
/
(
Fe
2
O
3
)

следует

принять равным пяти. Концентрация
FeO

в шлаке
тогда будет равна 34,5
·

5/6 =
28,75 %, а общее количество железа в шлаке
в виде оксидов 34,5
·

56/72 = 26,83 %.

Концентрация
Fe
2
O
3

в шлаке определяется из уравнения
:

(Fe
2
O
3
, %)
·

112/160 + (FeO, %)
·

56/72 = (Fe, %)
;

(Fe
2
O
3
, %)

·
112/160 + 28,75
·

56/72 = 26,83
;


(Fe
2
O
3
, %)

=

6,3
8

%
;


(
FeO
, %)
+
(
Fe
2
O
3
, %)

= 28,75 + 6,3
8

= 35,1
3

%
.

Масса шлака без оксидов железа (см. табл. 2.5) ра
вна 10

кг
. Отсюда
количество
FeO


и


Fe
2
O
3

в шлаке
составит
:

FeO

=
28,75
·

10
/(100


35,1
3
) =
4,4
3

кг
;

Fe
2
O
3

= 6,3
8

·

10
/(100


35,1
3
) =
0
,
9
8

кг
.

Полный состав конечного шлака с оксидами железа представлен в табл.
2.6
.

Табл
.

2.6

Состав конечного шлака

Со
ставляющие

в кг

в %

Составляющие

в кг

в %

SiO
2

1,9
5

12,
6
5

MgO

0,
8
4

5,
45

Al
2
O
3

0,
30

1,9
5

Cr
2
O
3

0,01

0,06

FeO

4,4
3

28,7
5

P
2
O
5

0,1
2

0
,78

Fe
2
O
3

0,9
8

6,
36



15,4
1

100,00

MnO

0,57

3,70




CaO

6,21

40,
30





2.2.РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА СТАЛИ, ПОЛУЧАЮЩЕЙСЯ ИЗ

10
0 КГ ЧУГУНА


В шлаке должно быть
0
,
9
8

кг
Fe
2
O
3

и 4,4
3

кг
FeO
. Количество
Fe
2
O
3

вносимое в шл
ак шихтовыми материалами (табл.
2.3
,
2.4) равно
0,01+
0,03
+0,04=
0,0
8
кг. Недостающее количество
Fe
2
O
3

массой
0
,
9
8

0,0
8

=
0,9
0

должно быть получено за счет окислени
я железа по реакции
:

2
Fe

 1,5 О
2

=
Fe
2
O
3
.

Масса израсходованного железа составит
Fe

=
0,9
0

·

112/160 =
0,6
3

кг и
кислорода
0,9
0



0,6
3

=
0,2
7

кг
.


16

Количество
FeO

вносимое в шлак шихтой

(табл.
2.3, 2.4)

равно
0,22
+
0,04=0,26

кг. Требуется получить 4,4
3



0,2
6

= 4,
17

кг
FeO

по
реакции

2
Fe

 О
2

=

2

FeO
.

Затраты железа на эту реакцию составят
Fe

=
4,17

·

112/144 = 3,
2
4

кг и
кислорода 4,
17



3,
2
4

= 0,9
3

кг.

Если количество оксидов железа, вносимое шихтовыми материалами,
больше необходимого количества их
в шлаке, то избыток окс
и
дов железа
должен

восстановиться с образованием металлического железа и
газообразного кислорода. Процесс будет протекать по реакциям обратным
реакциям окисления, приведенным выше.

В процессе продувки кислородом сверху наблюдаются вы
бросы
металла и шлака из конвертера и вынос мелких капель металла с
отходящими газами.

Исходя из данных практики
,

общие потери

металла с
выбросами и выносом можно принять равным 1 % от массы чугуна при
использовании скрапа в качестве охладителя конвертерно
й ванны и
равным 2 %, когда охладителем является железная руда или ее заменители.

Некоторое количество железа запутывается в шлаке в виде мелких
капель, именуемых в дальнейшем как корольки. Масс
а корольков
составляет обычно 2

7 % от массы шлака. В данном в
арианте расчета
принята доля корольков равная 5 %. Потери металла

со шлаком в виде
корольков составят 15,
4
1

·

0,05 = 0,7
7

кг
.

Величина угара металла

составляет: 6,93 (см. табл.
2.2)  0 (сера
,

удаляющаяся из чугуна.
,

т
абл. 2.1) 

0
,
6
3 +
3,2
4

(железо
,

зат
раченное на
образование
Fe
2
O
3

и
FeO
) = 10,8
0

кг
.

Общие сведения о потерях металла
сведем в таблицу 2.7
.

Таблиц
а

2.7

Определение выхода стали

Чугун

Угар

Выбросы
*

металла

Корольки в
шлаке

Кислород в
металле

Выход
стали в кг

100,00

-

10,8
0

-

1,00

-

0,7
7

+

0,07

87,
50


* Охладитель металлической ванны


скрап.



17

2.3.РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И СОСТАВА ГАЗА, УХОДЯЩЕГО ИЗ
КОНВЕРТЕРА


Определим потребность процесса в кислороде
: 8,27 (см. табл. 2.2) 
0,2
7

+

0,9
3

(затраты на образование
Fe
2
O
3

и
FeO
) = 9,
4
7

кг или 9,
4
7

·

22,4/32=
6,
6
3

м
3
. В конвертер вдувается технический кислород,
содержащий 99,5 % О
2
. Технического кислорода потребуется 6,6
3
/0,995 =
6,6
6

м
3
, который внесет 6,6
6



6,6
3

 0,03 м
3

азота, массой 0,03
·

28/22,4 =
0,04 кг
.

Количество газов, уходящих из к
онвертера
:

СО от окисления углерода чугуна (табл. 2.2):

9,85 кг или 9,85
·

22,4/28  7,88 м
3
.

СО
2

от окисления углерода из известняка и извести (табл
.

2.2, 2.3 и 2
.
4
):

1,72 + 0,58 + 0,0
6

= 2,3
6

кг или 2,3
6

·

22,4/44 = 1,2
0

м
3
.

Н
2
О из известняка и извести (
табл. 2.3 и 2.4):

0,02  0,01  0,03 кг или 0,03
·

22,4/18  0,04 м
3
.

Всего из конвертера уходит газов, состоящих из СО, СО
2
, Н
2
О и
N
2


7
,
88

+ 1,2
0

+ 0,04 + 0,03 =
9,1
5

м
3
.


В начальный и конечный период продувки в уходящие конвертерные
газы поступает неко
торое количество кислорода. Поскольку оценивается
средний за плавку состав конвертерных газов, необходимо включить в
состав газов кислород. Концентрация кислорода по некоторым оценкам
колеблется от 0,5 до 5,0
об.
%. Принимаем в данном расчете концентрацию
к
ислорода

равной 3 %.

Для обеспечения такого объема кислорода в
отходящих газах нужно ввести дополнительно Х м
3
технического
кислорода. При этом общее количество уходящих газов составит: (9,
15

+
Х) м
3
.

Дополнительное количество технического кислорода опреде
ляется из
уравнения
:


(9,1
5

 Х)
·

0,03 = 0
,
995
·
Х
.

Решение уравнения дает результат Х 
0,28
4

м
3
.

В

составе технического
кислорода находится 0,28
4
·
0,995 = 0,28
3

м
3

кислорода массой 0,28
3
·

32/22,
4

=
0,4
0

кг и выходящее за пределы точности наших расчетов
кол
ичество
N
2
.

Общее количество технического кислорода составит:


18

6,6
6

+ 0,2
8

= 6,9
4

м
3

или (9,
4
7

+ 0,4
0
) кислород  0,04 азот 
9,9
1

кг.

Результаты расчета массы и объема конвертерных газов сведем в табл
.

2.8.


Таблица 2.8

Состав конвертерных газов

Составл
яющие

в кг

в м
3

% (по объему)

СО

9,85

7,88

83,
56

СО
2

2,3
6

1,2
0

12,
73

Н
2
О

0,03

0,04

0,4
2

N
2

0,04

0,03

0,3
2

О
2

0,4
0

0,2
8

2,97

Итого

12,
68

9,4
3

100,0
0


Материальный баланс плавки на 100 % чугуна в шихте приведен в табл
.

2.9
.

Таблица 2.9

Материальный ба
ланс плавки на 100 % чугуна в шихте

Приход, кг

Расход, кг

Чугун 100,00

Сталь

87,
5
0

Кислород технический 9,9
1

Шлак





15,
4
1

Известь
4,
39

Корольки металла в шлаке


0,7
7

Миксерный шлак 0,80

Выбросы


1,00

Футеро
вочный шлак 1,50

Газы


12,
68


Футеровка 0,10

Fe
2
O
3

в газах 2,14

ФОМ

1,60

Потери извести 0,4

Известняк марганцовистый 1,60


Итого 1
19
,
9

Итого 119,9





19

3
.
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ


Тепловой баланс составляется по результатам материального
баланса
и относится также к 100
кг чугуна. Необходимые для расчета
теплофизические величины и тепловые эффекты р
еакций приводятся в
приложениях

[
Прил
.

1
,4
]
.


3
.1. ПРИХОД ТЕПЛА


3.1.1.
Теплота жидкого чугуна


Теплосодержание (¨Н
ч
)

100 кг чугуна при температуре заливки в
конвертер 1573 К равно:

¨Н
ч

= 100,00
·
{(1423


298
)
·
0,
74 +
217 + (1573


1423)
·
0,87}
=
1
1800
0
кДж,

г
де 217


теплота плавления чугуна, кДж/кг; 0,74 и
0,87


средние
удельные теплоемкости твердого и жидкого чугуна, кДж/(кг
·
К); 1423


температура плавления чугуна данного состава,
К

.

Теплофизические свойства сплавов зависят от их состава. Однако, в
данном расчете для различных составов чугуна принимаются
одни и те же
значения.

3.1.2.
Теплота окисления примесей


Таблица 3.1

Энтальпия окисления примесей

Реакция

Окисляется в кг (табл 2.2)

¨Н, кДж

[C] + 0,5 O
2

= CO

4,22

39225


[C] + O
2

= CO
2

0,47

14238


[Si] + O
2

= SiO
2


0,50

12717


[Mn] + 0,5 O
2

= MnO

0,18

1048


2 [Cr] + 1,5
O
2

= Cr
2
O
3

0,01

92


2 [P] + 2,5 O
2

= P
2
O
5

0,05

758


2 [Fe] + 1,5 O
2

= Fe
2
O
3

1,
5

+ 0,63


14337


[Fe] + 0,5 O
2

= FeO

3,2
4

12477



Итого:

94892


20

Рассчитанные энтальпии окисления примесей чугуна сведены в табл
.

3.1.


3
.1.3.
Теплота шлакообразования


Предполагается, что
SiO
2

и
P
2
O
5

, поступившие в шлак

в результате
окисления примесей чугуна
, соединяются с основными оксидами
шихтовых материалов с выделением тепла (табл. 3.2)

Таблица 3
.
2

Теплота шлакообразования

Образуется
соединение

Участвуют в
реакции, кг

Выделяется теплоты
на 1 кг оксида, кДж

Всего выделяется
теплоты, кДж

(CaO)
2

SiO
2

SiO
2



1,07

SiO
2

-
2108

2256

(CaO)
4

P
2
O
5

P
2
O
5



0,11

P
2
O
5

-
5086

559




Итого:

2815


3.2.РАСХОД ТЕПЛА


3.2.1.
Теплосодержание стали, выпуск
аемой из конвертера


Масса стали 87,
50
кг (см. табл. 2.7) при температуре

Т
ст

=
1893 К
содержит тепла:

¨Н
ст
= 87,
50·
{(1
808



2
98
)
·
0
,70 + 260 + (1893


1
808
)
·
0,84} = 1
2
14
85

кДж,

г
де 0,70 и 0,84


средняя удельная теплоемкость твердой и жидкой
стали, кДж
/(кг
·
К); 260


теплота плавления стали, кДж/кг; 1
808

-


температура ликвидуса стали заданного состава


л
), К
.


Значение Т
л

стали определяют по эмпирической формуле, где в
квадратных скобках
обозначается

процентное содержание элемента в
стали.

Т
л

= 1812


72,5
·
[C]


13,6
·
[Si]


4,0
·
[Mn]


34,0
·
[S]


34,0
·
[P]


1,4
·
[Cr]


3,0
·
[
Ni]


4,3
·
[C
u], K
.

Т
л

= 1812


72,5
·
0,04
-

4,0
·
0,07


34,0
·
0,02


34,0
·
0,01


1,4
·
0,02


4,3
·
0,02 =
1808 К
.



21

3.2.2.
Теплосодержание конечного шлака


Теплосодержание основного сталеплав
ильного шлака в пределах
температур от 1723 до 1923 К

определяют п
о эмпирической формуле:


¨Н
шл

= 2,09
·



273)


1380
,

кДж/кг
.

Температуру шлака в конце продувки следует принять равной
температуре металла. Теплосодержание 15,
41

кг шлака при температуре
1
893 К окажется равным:

¨Н
шл

= 15,
41
·
{
2,09
·
(1893
-

273
)
-

1380
} =
30909
кДж
.


3.2.3.
Теплота, уносимая газами


Теплосодержание 1 м
3

конвертерного газа
, уходящего из рабочего
пространства через горловину конвертера при заданной сред
ней
температуре Т
г

= 187
3
К определяют по формуле:

¨Н
г

 ∑Х
i

·

Ср
i

·
(
Т
г



2
98
) ,

кДж/м
3

,

где Х
i



доля

отдельного компонента в 1 м
3

конвертерного газа; Ср
i

-

средняя
удельная теплоемкость

компонента конвертерного газа
в
температурном диапазоне

от 298К до Т
г

, кДж/(м
3
·
К)
.

Для о
тходящего конвертерного газа, имеющего усредненн
ый
химический состав (табл. 2.8
) и нагретого до температуры Т
г

 1873К
,

определяем среднюю удельную теплоемкость

(табл. 3
.
3)
.



Таблица 3.3

Удельная
теплоемкость конвертерного газа

Компонент
газа

Его доля в 1

м
3

конвертерного
газа

Удельная
теплоемкость
компоненты газа при
Тг, кДж/(м
3

·К)

Удельная
теплоемкость
компоненты газа при
298К, кДж/(м
3

·К)

Средняя
теплоемкость
компоненты газа,
кДж/(м
3

·К)

Теплоемкость
доли газа,
кДж/(м
3
·
К)

СО

0,83
6

1
,4753

1,2978

1,386
6

1,1592

СО
2

0,12
7

2,3513

1,6481

1,9997

0,2540

Н
2
О

0,004

1,8814

1,4887

1,6851

0,0067

N
2

0,003

1,4602

1,2983

1,3793

0,0041

О
2

0,03
0

1,5405

1,3046

1,4226

0,0427

Итого

1,000

-

-

-

1,4667



22

Определив теплоемкость 1 м
3

конвертерного газа

∑Х
i
·
Ср
i

=
1,466
7

кДж/(м
3
·
К), находим ¨Н
г

для 9,4
3

м
3

этого газа:

¨Н
г

= 9,4
3

·
1,4667·

(1873


2
98
) =
21784

кДж
.

Удельные теплоемкости

компонентов конвертерного газа в широком
интервале температур приводятся в прил
.

2.


3.2.4.
Теплота корольков, остающихся в шлаке


Тепло
та корольков (¨Н
к
) массой 0,7
7

кг принимается равной
температуре шлака. Остальные выражения принимаются в соответствии с
п.3.2.1:

¨Н
к

= 0,7
7
·
{(1808


298
)
·0
,70 + 260 + (1893


1808)
·
0,84} = 10
69

кДж
.


3.2.5. Теплота, теряемая с выбросами и выносами металла


Теплота выбросов и выносов металла массой 1,00 кг при с
редней за
плавку температуре {Т
ср

 (Т
ч

 Т
ст
)
/2 = (1573 + 1893)/2 = 1733
К}
определяется по формуле для теплосодержания чугуна:

¨Н
в

=
1,00 {(1423


298
)
·

0,74 + 217 + (1733


1423)
·
0,87} = 13
19

кДж.




3.2.6. Теплота
Fe
2
O
3
, уносимая из конвертера с отходящими
газами


Ср
едняя удельная теплоемкость (С
р
ср
)
Fe
2
O
3

определяется как
средняя величина теплоемкости при температуре 298 К ( С
р
298

= 0,6323
кДж/(кг
·
К) ) и температуре отходящих газов
при
1873 К
,
вычисляемой по
следующей формуле
:



С
р

1873

= 0,6323 + 0,5191
·
(1873
-

298)
·
10
-
3



0,2418
·
(1873


298)
2

·

10
-
6

=
0,8501 кДж/(кг К)
.

С
р
ср

 (0,6323  0,8501)/2  0,7412 кДж/(кг
·
К)
.

Теплота уносимой пыли
Fe
2
O
3

(¨Н
п
) массой
2
,
14

кг будет равна:

¨Н
п

=
2,14

·

0,7412
·

(1873


298) =
2498

кДж
.



23

3.2.7. Теплота, затраченная на разложение карбонатов


Удельную теплоту, затраченную на разложение карбонатов

(
¨Н
к
)
,
относят к 1 кг СО
2
.

Т
еплот
ы

разложения в кДж/кг СО
2

приведен
ы

в прил
.
3
.

В данном примере расчета

карбонаты имеются в извести и
марганцовистом известняке, причем в последнем случае они находятся в
виде СаСО
3

и
Mn
СО
3.

Из таблицы 2.3 следует, что масса
MnO

в известняке
равна 0,19 кг.
Массу СО
2

в
Mn
СО
3

находим как 0,19
·
44/71  0,12 кг.
Остальная масса
СО
2

известняка связана с оксидом кальция. Эта масса
равна 0,58


0,12  0,46 кг. К массе СО
2

известняка необходимо прибавить
массу

СО
2

извести (табл. 2.4) равную 0,0
6

кг.

¨Н
к

= 3529
·
(0,46 + 0,0
6
) + 2504
·
0,12 =
21
36

кДж
.


3.2.8. Теплота, расходуемая на на
грев технического кислорода


Давление кислорода в фурме перед соплом изменяется от 0,8 МПа
(конвертеры вместимостью до 100 т) до
2,0

МПа

(вместимость 400 т). Для
данного варианта расчета конвертера вместимостью 300 т принимаем
давление
,

равным 1,6 МПа. Пос
ле выхода из сопла давление кислорода
можно принять близким к атмосферному
давлению
(0,1 МПа). Резкая
перемена давления, сопровождаемая внезапным расширение
м, приводит к
понижению температуры кислорода согласно формуле для
адиабатического расширения газа
:


Т
г

 Т
1

2

1
)

-
1)/К
,


г
де Т
г

и Т
1

-

температуры после и до расширения к
и
слорода

соответственно
, К; Р
2

и Р
1



давление после и до расширения кислорода,
МПа;
K
=
С
Р

V

-

отношение теплоемкости при постоянном давлении к
теплоемкости при постоянном объем
е, равное для кислорода
,

как
двухатомного газа 1,4.

Т
г

= 298
·
(0,1/1,6)
(1,4
-
1)/1,4

=
135К

-
138 ºС.

У
дельная теплоемкость кислорода при Т
г
=
-
138
ºС

равна

1,27
кДж/(м
3
·К)

[
Прил
.
2
]
.

Удельная теплоемкость кислорода при 298К равна
1,30 кДж/(м
3
·К). Среднее зна
чение теплоемкости на данном
температурном промежутке составляет 1,29 кДж/(м
3
·К).
Для нагрева
6,94

24

м
3

(п.2.3)
кислорода от Т
г

до 298 К необходимо затратить тепла ¨Н
кис
:

¨Н
кис

=
6
,
94·(298
-
135)·1,291459 кДж.


3.2.9. Предварительный тепловой баланс


Приход
ные и расходные статьи баланса приводятся в табл
.

3.4.


Таблица 3.4

Предварительный бала
нс плавки без учета теплопотерь

Приход тепла

Расход тепла

Теплота

кДж

%

Теплота

кДж

%

Жидкого чугуна

1
1800
0

54,70

Стали

1214
85

56,31

Окисления примесей


94892

43,99

Шлака

30909


14,33

Шлакообразования

2815

1,31

Газов

21784

10,10




Корольков

1069


0,50




Выбросов и выносов

1319


0,61




Пыли (
Fe
2
O
3
)

2498

1,16




Разложение
карбонатов

2136

0,99




Нагрев кислорода

1459

0,68

Итого

215707

100
,00

Итого

182659

84,68


В табл
.

3.4 не указаны тепловые потери через стенки конвертера,
излучением через горловину, с охлаждающей водой. Указанные потери
зависят от размеров конвертера, продолжительности плавки и могут быть
подсчитаны только после

определения основных раз
меров конвертера.


25


4.
РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ КОНВЕРТЕРА


4.1. РАСЧЕТ РАЗМЕРОВ ВНУТРЕННЕЙ ПОЛОСТИ
КОНВЕРТЕРА


В предлагаемой схеме расчета использованы работы отечественных
ученых В.И.Баптизманского, В.Б.Охотского, В.И.Явойского и др. [2, 3, 4,
5]. Исхо
дными данными для расчета служат вместимость конвертера
G
, т;
удельная интенсивность продувки ванны кислородом
i
, м
3
/(т
·
мин);
содержание кремния
Si
(%)

и марганца

Mn
(%)

в чугуне. При [
Mn
] ≤ 0,5 % в
расчетных формулах используется коэффициент С
Mn

= 0,06,
при [
Mn
] ≥0,5
% коэффициент С
Mn

= 0,10.

Расчет начинается с определения числа сопел в фурме

(
n
)
. С
увеличением вместимости конвертера и удельной интенсивности продувки
число сопел в фурме должно возрастать. Это необходимо для того, чтобы
рассредоточить ре
акционную зону по объему конвертерной ванны. Однако
число сопел в фурме более 9 не рекомендуется, так как вследствие
осложнения условий охлаждения резко снижается стойкость наконечника
фурмы. При расчете
n

целесообразно учитывать параметры работы такого
д
ействующего конвертера, который работает стабильно, без выбросов, с
высокой производительностью. Параметры такого конвертера (
G
o
,
n
o
,
i
o
)
принимаются как базовые, обеспечивающие оптимальное соотношение
между поверхностью реакционной зоны и вместимостью кон
вертера.

Поверхность реакционной зоны конвертера имеет сложную
конфигурацию, и полный расчет ее не может пока обойтись без грубых
допущений. Тем не менее, с учетом практических соотношений, расчетная
формула для числа сопел в фурме приобретает вид:


n = n
o
·

(i/i
o
)
1,2
(G/G
o
)
0,15 + (4 G/10000)
.

В качестве базового принимается один из отечественных конвертеров
с параметрами
G
o

 350 т,
i
o

 3,43 м
3
/(т
·
мин),
n
o

 6. Значения
i

и
G

без
индексов


это заданные параметры для данного варианта расчета.
Искомое знач
ение
n

округляется для целого числа.


26


Рис.4.1. Профиль конвертера


Значение
h
3

принимается равным глубине спокойной металлической
ванны. Для многосопловых фурм глубина ванны зависит от расхода
кислорода на одно сопло
G
·
i
/
n
, скорости и плотности кислорода
в
выходном сечении сопла. Поскольку последние в производственных
условиях изменяются мало, то

имеем следующую зависимость:


h
3

= 0,36
·
(
G
·
i
/
n
)
0,3

, м.

В период интенсивного обезуглероживания металл в центральной
части
вспененной конвертерной ванны сечением
S
ц

перемещается под
действием пузырьков оксида углерода вверх, а в периферийной зоне
сечением
S
п

-

вниз. Конструирование внутренней полости конвертера
ведется так, что
S
ц

 π
·
d
3
2
/4 и
S
ц

=
S
п.

Это приводит к соотно
шению

d
2
/
d
3

=
.

Зная массу (
G
)

и среднюю плотность металла (γ6,9 т/м
3
) находим
объем нижнего усеченного конуса конвертера, откуда:


d
2

= 0,501
·

(
G
/
h
3
)
0,5
, м ;



d
3

=
d
2
/
, м.




27


Диаметр горловины конвертера
d
1

выбирается как большая величина
из результатов расчета по формулам, учитывающим условия загрузки лома
и скорости выхода
из горловины конвертерных газов
:


d
1

≥ 0
,22
·
G
0,5

, м;



d
1



0,12
·
(
i
·
G
)
0,5
,
м
.


Угол α находим с учетом конструктивных соображений:


α  π
·
(1/3


к
·
G
/180), рад;



α  60


к
·
G
, град
.


Значен
ие к  0,05 для
G

до 250 т и 0,03 для
G

более 250 т. Определив
угол α, находим
h
1
:


h
1

= (
d
2

-

d
1
)/(2
·

tg
α/2)
, м
.


Высота внутренней полости конвертера над уровнем спокойного
металла (
h
1
+
h
2
) должна быть такой, чтобы не допустить выбро
сов. Подъем
вспененной ванны при продувке зависит от вместимости конвертера,
параметров дутья, состава чугуна и других менее значимых факторов
:

h
1
+
h
2

= [

G/ {1,45
·
n
·(0,6 
C
Mn

·
Si
·G/
d
2
2
)}]
0,43

,
м
.


Определив сумму высот
h
1
+
h
2
, используем уже извес
тное значение
h
1

и находим высоту цилиндрической части конвертера
h
2
.

Угол нижнего усеченного конуса β находим
:


β  2
·
ar
c
tg
(0,146
·
d
2
/
h
3
), рад
.


Статистическая обработка размеров успешно работающих
конвертеров дает примерную зависимость общей
толщины футеровки
цилиндрической части от вместимости конвертера:


δ  0,142
·

G

0,33
,
м
.


Отношение общей высоты
h


внутренней полости конвертера к
диаметру цилиндрической части
d
2

следует
выдерживать в пределах 1,2


1,
5, а удельный объем
V

/
G




0,8


1,0 (ГОСТ 20067
-
74).

h

/
d
2

= (
h
1
+
h
2

+
h
3
)/
d
2

,

V


=
V
1
+
V
2
+
V
3

=

=
π·
h
1
·
(
d
1
2

+
d
2
2

+
d
1
·
d
2
)/
12 +

π
·
d
2
2
·
h
2
/4  π
·
h
3
·
(
d
2

2
+
d
3

2
+
d
2
·
d
3

)/
12, м
3
.


Суммарную площадь теплоотдающей поверхности кладки конвертера
S


сл
едует определять по контурам профиля, проведенного по середине
футеровки конвертера. Соответствующим высотам и диаметрам фигур
профиля присвоим индекс ©срª (средний):

d
1
ср

=
d
1
+
δ
·
cos
(α/2), м
;



28


d
2 ср

=
d
2

+
δ , м
;



d
3 ср

=
d
3

 δ
·

tg
{( π
-

β)/4} , м
;


h
1 ср

=
h
1

 δ
·

{
tg

(α/4)


sin
(
β

/2)}/2
;


h
2 ср

=
h
2

 δ
·

{
tg

(α/4) 
tg
(β/4)}/2
;


h
3
ср

=
h
3

+
δ
/2


δ
·
{
tg

(
β

/4)
}
/2
;


S


=
S
1

+
S
2

+
S
3

+
S
дн

=

=
0
,
5
·
π
·

{
h
1
2

ср

+
(
d
2
ср

-

d
1
ср
)
2
/
4}
0,5

·

(
d
1
ср


+
d
2
ср
) +
π
·

d
2
ср
·
h
2
ср

+

+
0
,
5
·
π
·
{
h
3
2

ср

+
(
d
2
ср

-

d
3
ср
)
2
/4}
0,5

·

(
d
2
ср


+
d
3
ср
) +
π
·
d
3
2

ср

/4 ,

где
S
1
,
S
2
,
S
3



боковые поверхности фигур, составляющих средний
профиль конвертера, а
S
дн

-

расчетная теплоотдающая поверхн
ость днища.

Ниже приводится расчет размеров конвертера, вместимость которого
была принята в настоящем примере расчета (300 т). При этом учтены и
принятые параметры его работы (
i

 3,8 м
3
/(т·
мин),
Si

= 0,50 %,
Mn

= 0,25 %).

n

=
6
·(
3
,8/3,43)
1,2
·

(300/350)
0
,15 + (4
·

300/10000)
=
6,51.

Принимаем
n
=7
,
тогда

h
3

 0,36·(300·
3,8/7)
0,3
=1,66

м
;

d
2

= 0,501
·
(
300
/
1,66
)
0,5
=6,74


м
;

d
3

=
6,74
/
=4,77

м
;

d
1
=
0,22
·300
0,5
=3,81
м
;

d
1
=
0,12
·

(
3,8·300
)
0,5
=4,05


м
;


Принимаем
d
1
=4,05

м
.

α  60


0,03
·
300=51

град
;

β  2
·
arctg
(0,146
·
6,74/1,66)  61 град
;

h
1
=

(6,74

4,05
)/(2
tg

(51
/2
)
)
=2,82

м
.


При

Mn
=0,25%
значение

C
Mn
=0,06;

h
1
+
h
2

 [3,8·300/{1,45·7· (0,6  0,06·0,5·300/ 6,74
2
)}]
0,43
=8,39

м
;

h
2
=8,39
-
2,82=5,57
м;


δ

 0,142· 30
0
0,33
=0,93
м
;

h

/
d
2
=(2,82+5,57+1,66)/ 6,74=1,49;

V

/
G
=1,0;
S

=268,8
м
2
.



29


4.2.КОНСТРУИРОВАНИЕ ОГНЕУПОРНОЙ ФУТЕРОВКИ
КОНВЕРТ
Е
РА


Футеровку конвертора выполняют чаще всего из трех слоев
огнеупорных материалов:



наружного слоя



арматурного,



промежуточног
о,



внутреннего


рабочего.


Общая толщина футеровки конвертора
δ

определена выше
. Для
данного примера расчета она равна 0,93
0

м. Материалы для устройства
цилиндрической части конвертера выбираем в соответствии с современной
практикой футеровки
конвертеров. Арматурный слой выкладывают из
обожженного магнезитового или периклазошпинелидного кирпича.
Толщина кладки для конвертеров малой вместимости составляет 65 мм,
средней


115 мм, а для крупных конвертеров толщина арматурного слоя
увеличивается д
о 180 (115  65) и 230 мм. Промежуточный слой
набивается из огнеупорной массы

толщиной 50
-
100 мм
(теплопроводность

массы

принимается равной

90% от

теплопроводности

магн
езитового

кирпича на смоляной связке)
. Для данного расчета принимаем арматурный
слой тол
щин
о
й 180 мм

(
δ
ас
)
,

промежуточный слой толщиной 80 мм
(
δ
пс
)
(рис. 4.2.).

Толщина рабочего слоя определ
яе
тся по разности
:


δ
рс

 δ


δ
ас



δ
пс

= 0,93
0



0,180


0,080 = 0,6
70

м
.

Материалом рабочего слоя служит безобжиговый магнезитовый или
доломитовый кирпи
ч на смоляной связке
. В нашем случае выбираем
магнезитовый кирпич на смоляной связке (скоксованный)
. Размеры слоев
футеровки днища и горловины конвертера могут отличаться от
конструкции стен. В данном варианте расчета устройство футеровки
принято одинаковы
м для всех частей конвертера.


30



Рис.4.2.

Конструкция цилиндрической части стенок конвертера: а


стальной кожух, б


огнеупорная футеровка. 1


арматурный слой, 2


промежуточный слой, 3


рабочий слой
.




5. РАСЧЕТ ТЕПЛОПОТЕРЬ КОНВЕРТЕРА И
УТОЧНЕНИЕ ТЕП
ЛОВОГО БАЛАНСА


5.1.ТЕПЛОПОТЕРИ ЧЕРЕЗ СТЕНКИ КОНВЕРТЕРА



В нашем случае тепловой поток через
футеровку

представляет
собой поток через стенку трубы. Толщина стенки по сравнению с
диаметром мала, значит можно пренебречь
ее кривизной и выполнить
рас
чет по формулам для плоской стенки.


Тепловой поток в Вт/м²

рассчитывается как
:

q
=
K
·

внутр
-
Т
возд
),

где
K
-

коэффициент теплопередачи, Вт/(м²
·
К); Т
возд
-

температура
окружающего воздуха, К; Т
внутр
-

температура внутренней поверхности
стенки, К.



Коэффициент теплопередачи

определяется как,

Вт/(м²
·
К):

К 1/(1/⊄
1
≼(δ
i
/⊐
i
)+1/

2
),

где ⊄
1
-

коэффициент теплоотдачи от внутренней п
ол
ости к внутренней
поверхности стенки, Вт/(м²
·
К) (при непосредственном прилегании

31

жидкого металла к стенке 1/
·

1

→ 0, по
скольку при непосредственном
контакте вспененной ванны и футеровки конвертера ⊄
1
равно порядка 6
тыс. Вт/(м²
·
К));



2
-

суммарный коэффициент теплоотдачи наружной поверхности
стенки окружающему воздуху, Вт/(м²
·
К);



i
-

теплопроводность каждого материала сте
нки, Вт/(м
·
К);


δ
i
-

толщина отдельного слоя материала стенки, м.



Рис.5.1. Значения суммарных коэффициентов теплоотдачи для
поверхностей в зависимости от их температур и ориентации в
пространстве. 1


вертикальная поверхность; 2


горизонтальная
поверхно
сть, обращенная кверху; 3


горизонтальная поверхность,
обращенная книзу


Формулы для расчета теплопроводности приведены в приложении

5
.

Средняя температура каждого слоя футеровки нам не известна. Для ее
нахождения приходится задаваться температурой на ст
ыках огнеупорных
слоев. Наружную температуру арматурного слоя принимаем равной 500 К.
Такую же температуру имеет металлический кожух конвертера (Т
кож

= 500
К). Температуру окружающего воздуха вдали от стенок конвертера
принимаем равной 298 К. Среднюю за пл
авку температуру внутренней
поверхности рабочего слоя определяем как среднюю температуру чугуна и
стали
:
Т
вн
 (Т
ч
+
Т
ст

)/2  (1573  1893)/2  1733 К. Зададимся температурой

32

на стыке арматурного и промежуточного слоя, равной 600 К, а на границе
промежуточн
ого и рабочего слоя, равной 800 К. Выполним расчет
теплопроводности арматурного (⊐
ас
), промежуточного (⊐
пс
) и рабочего (⊐
рс
) слоев футеровки:


ас
=12,1
-
12,4·10
((500+600)/2
-
273))4,37·10
((500+600)/2

273))=9,00
Вт
/(м·К)
;



рс
=6,65
-
3,5
3
·
10
((800+1733)/2
-
273))+0,626
·
10
((800+1733)/2
-
273)² 3,7
6

Вт/(м
·
К)
;


пс
=
0,9·[
6
,65
-
3,53
·10
((600+800)/2
-
273))+

0,626
·10
((600+800)/2
-
273)²
]
=
4
,
73

Вт/(
м·К)
.


Суммарный коэффициент теплоотдачи наружной поверхности стенки
окружающему воздуху (

2
) зависит от теплоотдачи конвекцией и
лучеиспусканием:



2
⊄ конв  ⊄ изл
.


Используя график (рис. 5.1), п
ринимаем

2
 22,0 Вт/(м²
·
К), что
соответствует пр
инятой температуре кожуха конвертера (50
0 К
).

Отсюда
вычисляем

коэффициент теплопередачи
, используя
полученные данные по тепловому сопротивлению слоев футеровки
:

К1/(
1/22,0
+
0,18/9,00+0,08/
4
,
73
+0,670/3,7
6
) =
1/(
0,0455
+
0,0200+0,0
169
+0,17
82
) =1/0,2
606

= 3,
8
4

Вт/(м²
·
К)
;

q
1
=
3,
84
·
(1733
-
298) = 5
5
10 Вт/м²
.


Уточним температуру кожуха конверт
е
ра и стыков различных слоев.
Это можно выполнить, подставляя в формулу для температуры наружной
поверхности тепловое сопротивление не всей толщины стенки (≼(δ
i
/⊐
i
)), а

только сопротивление соответствующих слоев.

Т
кож

 Т
внутр
-

q
1
·

δ
i
/⊐
i

= 1733


5
5
10
·
(0,0200+
0,0169
+
0,1782
) = 5
4
8 К
.

Т
1
-
2
 Т
внутр



q
1
·

3
/⊐
3

 δ
2
/⊐
2
) = 1733


5
5
10
·
(
0,0169+0,1782
) = 6
58

К
.

Т
2
-
3
 Т
внутр



q
1
·

3
/⊐
3
) = 1733


5
5
10
·
(
0,1782
) = 7
51

К
.


Темп
ературы на стыках слоев футеровки оказались иными, чем те,
которыми мы предварительно задавались. Разница между предварительно
заданными и рассчитанными температурами оказалась более ± 20 К.
Расчет
q
1
надо повторить, используя уточненные температуры при
вы
числении значений теплопроводности. Средние температуры слоев
приводим в соответствие с рассчитанными выше температурами на
стыках. Температуре кожуха 5
4
8К соответствует теперь коэффициент

33

теплоотдачи

2
= 2
5
,0

Вт/(м²
·
К), а не 22,0 Вт/(м²
·
К), как было при
нято
ранее.


ас
*
=
12,1
-
12,4·10
((548+658)/2
-
273))  4,37·10
((548+658)/2

273))
=8,
48

Вт/(м
·
К)
;



рс
*
=
6,65
-
3,53·10
((751+1733)/2
-
273))0,626·10
((751+1733)/2
-
273)²
=3,
82

Вт/(
м
·
К
)
;


пс
*
=
0,9·[6,65
-
3,53·10
((658+751)/2
-
273)) 0,626·10
((658+751)/2
-
273)²]
=
4
,
72

Вт/(м·К).

К1/(
1/25,0+0,18/8,48+0,08/4,72+0,670/3,82
) =
=
1/(
0,0400
+0,
0212
+0,
0169
+0,
1754
) =1/0,
2535

= 3,
9
4 Вт/(м²
·
К)
.

q
1

= 3,
9
4
·
(17
33
-
298) =
5654

Вт/м²
.

Проверим температуру стыков огнеупорных слоев
:

Т
кож

 Т
внутр
-

q
1
·
≼(δ
i
/⊐
i
) =
1733


5654 ·(0,02120,01690,1754)  526 К.

Т
1
-
2
 Т
внутр



q
1
·

3
/⊐
3

 δ
2
/⊐
2
) = 1733


5654
·
(
0,0169
+
0,1754
) = 6
46

К
.

Т
2
-
3

 Т
внутр



q
1
·

3
/⊐
3
) = 1733


5654
·
(
0,1754
) = 7
41

К
.


Общее количество тепла в Дж, теряемого теплоотдающей
поверхностью
S


в секунду, равно:

Q
1
=
q
1
·

S

.


Продолжительность плавки (τ 36 мин) и вместимость конвертера
(
G

=300
т) были оговорены в задании. Теплопотери через ст
енки
конвертера на 100 кг чугуна составят:

Q
'
1
=6
·
q
1
·

S
·
τ
/(
G
·
1000);


Q
'
1
=6
·
5654
·
268,8
·
36/(300
·
1000)=10
94

кДж
.


5.2.ТЕПЛОПОТЕРИ ЧЕРЕЗ ГОРЛОВИНУ КОНВЕРТЕРА



Тепловой поток в атмосферу из внутренней полости конвертор
а
через горловину можно определить по формуле:


q
2
=5,75
·
Е
·

((
Твнутр
/
100
)



возд
/100)
), Вт/м²,

где Е
-

степень черноты внутренней полости конвертора, принятая равной
0,9
; Т
внутр

 1733 К.

Площадь горловины конвертора равна:

S
горл

 π
·
d
1
²
/4
, м
2
.


34

Зная продолжительность времени излучения τ

мин, можно будет
определить тепловые потери излучением на 100 кг чугуна по следующему
выражению:

Q
2
=6
·
q
2
·
π
·
d
1
²
·
τ
0
/(

G
·
1000), кДж.


Потери излучением происходят в период между продувками, так как
во время продувки горловина конвертера экранирована отходящими
газами. Общая продолжительность цикла плавки была задана (
τ

 36 мин).
Продолжительность про
дувки предварительно определяем, используя
значения удельного расхода кислорода
V
 6,94·10
= 69,
4

м
3
/т.

τ
пр
=
V
/
i

= 69,
4
/3,8  18,3 мин
;


τ
= 36,0
-

18,3 = 1
7
,
7

мин
.


В данном

расчете

имеем
:

q
2
=5,75
·
0,9
·
((1733/100)

(298/100)
) = 466364

Вт/м²
;


Таким образом
, получаем
:

Q
2
=6
·
466364
·
3,14
·
4,05
²
·
1
7
,
7
/(

300
·
1000) =
2126
кДж
.


5.3. РАСХОД ТЕПЛА НА ОХЛАЖДЕНИЕ КИСЛОРОДНОЙ
ФУРМЫ




Расход тепла на охлаждение кислородной фурмы составляет 0,6
-
0,8 %
от приходной части теплового баланса (табл.
3
.
4
)
.

Приняв его равным 0,8,

получим:

Q
3
=
215707
·
0,008=17
26

кДж.


















35



Таблица

5.1

Уточненный тепловой баланс конверторной плавки для 100 кг

чугуна

Приход тепла


Расход тепла

Теплота

кДж

%

Теплота

кДж

%

Жидкого чугуна

11
800
0

54,70

Стали

1214
85

56,3
0

Окисления
примесей

94892

43,9
9

Шлака

30909


14,33

Шлакообразова
-
ния

2815

1,31

Газов

21784

10,10




Корольков металла в шлаке

1069

0,50

Выбросов и выноса металла

1319

0,61

Пыли(
Fe
2
O
3
)

в газе

2498

1,16

Затраты тепла на разложение
карбонатов

2136

0,99

Затра
ты тепла на нагрев
кислорода

1459

0,68

Теплопотери через стенки
конвертора

10
94

0,
51

Теплопотери излучением через
горловину конвертора

2126

0,99

Затраты тепла на охлаждение
кислородной фурмы

17
26

0,80

На расплавление и нагрев
охладителя

28102

1
3
,
03

Итого:

215707

100
,00

Итого:

215707

100
,0
0




36


6.
РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ОХЛАДИТЕЛЕЙ


Как следует из данных таблицы 5.1, для соблюдения равенства между
приходной и расходной частью теплового баланса необходимо затратить
28102

кДж на нагрев и распл
авление охладителя. В данном варианте
расчета охладителем является скрап. В упрощенном вариан
те расчета
охлаждающий эффект 1
кг скрапа определяется, как теплосодержание
стали (см. 3.2.1)
:

¨Н
ск

=
(1808


298
)
·
0,70 + 260 + (1893


1808)
·
0,84

=
1388

кДж/к
г.

То
гда избыток тепла в конвертерной ванне может быть устранен
посредством введения в шихту на 100 кг чугуна
28102
/1
388

=
20
,
25

кг
лома. При этом выход стали из 100 кг чугуна определяли
,

как
87,
50

+
20
,
25

= 107,
75

кг
.

Выход стали из 100 кг металлической ших
ты (чугун  лом)
будет равен
107,75
·100%
/(100,00 +
20,25
) = 89,
60

%
. Такой подход к
определению охлаждающего эффекта металлического лома возможен при
условии, когда химический состав лома не отличается от химического
состава стали на момент ее выпуска из
конвертера. При этом не
учитывается, что вместе с ломом в конвертер попада
ю
т окалина и мусор
лома. Если же лом содержит больше окисляющихся элементов (С,
Si
,
Mn
,
P
), чем имеется в стали в момент начала выпуска металла из конвертера,
то должен быть учтен т
епловой эффект окисления этих элементов. Если
указанных элементов в ломе будет меньше, то должно быть предусмотрено
поступление их из чугуна. Следует также иметь в

виду, что лом, наряду с
чугуном, подвергается воздействию одних и тех же технологических
опе
раций, в ходе которых формируются статьи прихода и расхода тепла.

Исходя из изложенного выше, для более точного определения
охлаждающего эффекта лома необходимо составить материальный и
тепловой баланс

для

лома, подобно тому, как это делали в главе 2 и 3

д
ля
чугуна
. Эти балансы целесообразнее составлять на 100 кг лома,
пересчитывая затем полученные результаты на количество охладителя,
подсчитанное предварительно (
20,25
кг лома).





37

6.1.МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС НА 100 КГ ЛОМА


Химический состав лома и сопутствую
щих ему материалов может
изменяться в широких пределах. При выполнении конкретного задания
сведения, характеризующие лом, предоставляются преподавателем
дополнительно. В данном варианте расчета аналогом лома принята сталь 3
СП, масса

окалины составляет 0,3
%, масса

загрязнений лома (мусор)


2
%.
Упрощенно состав окалины лома принимаем равным
: 70%
Fe
2
O
3
, 30%
FeO

(по стехиометрии соответствует чистому
Fe
3
O
4
).

©Мусорª лома принят
состоящим из 20,0 %
Fe
2
O
3
, 45,0 %
SiO
2
, 30,0 %
Al
2
O
3

и 5,0 % Н
2
О. Состав
металла
после продувки остается прежний

(за исключением меди, которая
практически не окисляется)

(табл. 2.1)
.

Таблица 6.1

Количество примесей, удаляющихся из 100 кг

лома

Состав, % по массе

C

Si

Mn

P

S

O

Cr

Cu

Лом вносит

0,20

0,20

0,50

0,03

0,04

0,01

0,20

0,18

О
стается в продутом
металле

0,04

0

0,07

0,01

0,02

0,07

0,0
2

0
,
18

Удаляется из лома

0,1
6

0,20

0,43

0,02

0,02

-

0,06

0,1
8

0,00



38


Таблица 6.2

Количество кислорода, необходимое для окисления компонентов
лома и к
оличество образующихся оксидов

Окисляется в кг

Требуется кислорода
в кг

Образуется оксидов в кг

Переходит

В шлак

В газовую фазу

С в СО 0,1
6
·
0,90 = 0,1
4

0,1
4
·
16/12 = 0,
19

-

0,
33

С в СО
2

0,1
6



0,1
4

=
0,02

0,02
·
32/12 = 0,05

-

0,07

Si
в

SiO
2

0,20

0,20
·
32/28 = 0,23

0,43

-

Mn

в

MnO

0,43

0,43
·
16/55 = 0,13

0,56

-

P
в

P
2
O
5

0,02

0,02
·
80/62 = 0,03

0,05

-

Cr
в

Cr
2
O
3

0,1
8

0,1
8
·
48/104 = 0,0
8

0,2
6

-

Fe
в

Fe
2
O
3

1,50

1,50
·
48/112 = 0,64

-

2,14


Всего 2,4
9


1,3
5

-

-

Кислород
в стали в конце
продувки

0,0
6

-

-

Всего требуется
кислорода

1,4
1

-

-



39


Таблица 6.3

Компоненты, переходящие

в шлак и
уходящие

с газами из лома и
сопутств
ующих ему
материалов

Источник
поступлен
ия

SiO
2

СаО

Mg
О

Al
2
O
3

FeO

Fe
2
O
3

Cr
2
O
3

P
2
O
5

М
nO

CO

CO
2

H
2
O


S




Из лома

0,43

-

-

-

-

2,14
*

0
,2
6

0,05

0
,56

0,
33

0,07

-

0
,
0
2

3,8
6

Из 0,3 кг
окалины

-

-

-

-

0,0
9

0,2
1

-

-

-

-

-

-

-

0,30

Из 2,0 кг

мусора
лома

0,90

-

-

0,60

-

0,40

-

-

-

-

-

0,10

-

2,00

Из 1,5 кг
фут.
шлака

0,24

0,76

0,21

0,15

0,08

-

-

0,01

0,05

-

-

-

-

1,50

Из 0,1
футеровки

-

0,04

0,06

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

0,10

ИТОГО

1,57

0,80

0,27

0,75

0,1
7

2,7
5

0,2
6

0,06

0,61

0,
33

0,07

0,10

0,02

7,7
6

* Это количество
Fe
2
O
3

уходит в газовую фазу


40


К сопутствующим материалам отнесены футеровочный шлак и
футеровка.
Без них не может быть проведена плавка ни на чугуне, ни на
ломе, ни на любой металлошихте.

Параметры конечного шлака конвертерной плавки были определены
при составлении материального баланса на 100 кг чугуна. Эти параметры
,
а именно: основность шлака (В
СаО/
(
SiO
2

+
P
2
O
5
)
 3), содержание оксидов
железа (
FeO

= 28,75 %,
Fe
2
O
3

= 6,3
8

%) и соотношение
FeO
/
Fe
2
O
3
=5
,
должны быть выдержаны и при формировании шлака для материального
баланса на 100 кг лома. Для обеспечения основности
, равной
B
=
3 в шлаке
должно быть
:



(
SiO
2

+
P
2
O
5
)
·
3 = (1,57 + 0,06)
·
3  4,89 кг

СаО.

Среди оксидов, перешедших в шлак, имеется 0,80 кг СаО. Необходимо
вводить известь в количестве 4,89


0,80 = 4,09

кг. Напомним, что в
составе извести имеется (табл. 1.2) 92,
2

% СаО и 1,0 %
SiO
2
. После
с
вязывания находящегося в извести
SiO
2

остается свободным 92,
2



1,0
·
3,0 = 89,
2

% СаО. Нужно загрузить в шлак 4,09/0,89
2

= 4,5
9

кг извести.

Таким образом, в расчете на 100 кг лома, с

и
звесть
ю в конвертер поступит

(табл. 6.4)
:


Таблица 6.4

Масса оксидов
, вносимых 4,5
9

кг

извести, в кг

SiO
2

Al
2
O
3

FeO

Fe
2
O
3

MnO

CaO

MgO

Cr
2
O
3

P
2
O
5

S

CO
2

H
2
O



0,05

0,04

0,05

0,05

0,05

4,2
3

0,04

-

-

-

0,07

0,01

4,5
9


С учетом выдувания пылевидной извести при загрузке (10 %) требуется
извести 4,5

1,1 = 5,0
5

кг. В шлак без о
ксидов железа поступает (табл. 6
.
5)
:


Таблица
6
.5

Масса оксидов, переходящих в шлак (кроме оксидов железа), в кг


SiO
2

Al
2
O
3

MnO

CaO

MgO

Cr
2
O
3

P
2
O
5

S



Из 4,5
9

кг извести

0,05

0,04

0,05

4,2
3

0,04

-

-

-

4,4
1

Из источников, при
-
веденных в табл. 6.3

1,57

0,
75

0,61

0,80

0,27

0,2
6

0,06

0,02

4,
34

Масса шлака без
оксидов железа

1,62

0,79

0,66

5,0
3

0,31

0,2
6

0,06

0,02

8,
75


41


Масса шлака с оксидами железа будет равна 8,
75
/(1,0000
-
0,2875


0,063
8
) =13,
49

кг.

Таблица
6.6

Состав конечного шлака для шихты из 100 кг ло
ма

Составляющие

в кг

в %

Составляющие

в кг

в %

SiO
2

1,62

12,
0
1

MgO

0,31

2,3
0

Al
2
O
3

0,79

5,
86

Cr
2
O
3

0,2
6

1,
93

FeO

3,8
8

28,7
6

P
2
O
5

0,06

0
,
4
4

Fe
2
O
3

0,8
6

6,3
8

S

0,02

0,15

MnO

0,66

4,
89



13,49

100,00

CaO

5,0
3

37,
28





В шлаке должно быть 0,8
6

кг
Fe
2
O
3
. Сопутствующими материалами и
известью вносится 0,6
1

+ 0,05 = 0,6
6

кг (табл. 6.3. и 6.4). Недостаток 0,8
6



0,6
6

= 0,
20

кг должны получить при окислении 0,
20·
112/160 = 0,1
4

кг
железа, на что потребуется 0,
20



0,1
4

= 0,0
6

кг кислорода. Необходимо
внест
и в шлак 3,8
8



0,1
7



0,0
5

= 3,6
6

кг
FeO
. Получаем это количество за
счет окисления железа лома массой 3,6

1
1
2/14
4
=
2
,
85

кг с
использованием 3,6
6



2
,
85

= 0,
81

кг кислорода.

Как и при плавке на 100 кг чугуна принимаем количество выбросов
равны
м

1 % от м
ассы лома, а корольков железа в шлаке
-

5 % от массы
шлака (13,
49·
0,05  0,67 кг).

Величина угара металла: 2,4
9

(см. табл. 6.2)  0,02 (сера, удаляющаяся
из лома
;

т
абл. 6.1)  0
,1
4

+

2
,
85

(железо, затраченное на образование
Fe
2
O
3

и
FeO
) будет равна 5
,
50

кг. Общие сведения о потерях металла сведем в
таблицу 6.7
.


Таблица 6.7

Определение выхода стали из 100 кг лома

Лом

Угар

Выбросы
металла

Корольки в
шлаке

Кислород в
металле

Выход стали
в кг

100,00

-

5,
50

-

1,00

-

0,67

+ 0,0
6

92,
89



42

Определим потребн
ость процесса в кислороде: 1,4
1

(см. табл. 6.2) 
0,0
6

и 0,
81

(затраты на образование
Fe
2
O
3

и
FeO
) =
2
,
28

кг

или
2,28·
22,4/32 = 1,
60

м
3
. Технического кислорода потребуется 1,
60
/0,995 =
1,
61

м
3

, который внесет 1,
61



1,
60

 0,01 м
3

азота, массой 0,0
1
·

28/22,4 =
0,01 кг.

Количество газов, уходящих из конвертера:

СО от окисления углерода лома (табл. 6.2):

0,
33

кг или 0,
33

·

22,4/28 = 0,
26

м
3
.

СО
2

от окисления углерода

лома и

из извести (табл. 6.2, 6.4):

0,07  0,07  0,14 кг или 0,14
·

22,4/44 = 0,07
м
3
.

Н
2
О из мусора лома и извести (табл. 6.3 и 6.4):

0,10  0,01  0,11 кг или 0,11
·

22,4/18  0,14 м
3
.

Всего из конвертера уходит газов, состоящих из СО, СО
2
, Н
2
О и
N
2

0,
26

+ 0,07 + 0,14 + 0,01 = 0,
48

м
3
.

Принимаем в данном расчете концентрацию кислорода
в отходящем
газе равной 3 %. Для обеспечения такого объема кислорода в отходящих
газах нужно ввести дополнительно Х м
3
технического кислорода. При этом
общее количество уходящих газов составит: (0,
48

 Х) м
3
.

Дополнительное количество технического кислород
а определяется из
уравнения
:


(0,
48

 Х)
·

0,03 = 0
,
995
·
Х

Решение уравнения дает результат Х  0,01
5

м
3
.
В

составе технического
кислорода находится 0,01

0,995 = 0,01
5

м
3

кислорода массой 0,01
5

·

32/22,4 = 0,02
1

кг и выходящее за пределы точности наших рас
четов
количество
N
2
.

Общее количество технического кислорода составит:

1,
61

+ 0,02 = 1,
63

м
3

или (
2
,
28

 0,02) кислород  0,01 азот  2,
31

кг.

Результаты расчета массы и объема конвертерных газов сведем в
таблицу 6.8.








43


Таблица 6.8

Состав конвертер
ных газов для плавки
на

100 кг лома

Составляющие

в кг

в м
3

% (по объему)

СО

0,
33

0,
26

5
2
,
0

СО
2

0,14

0,07

14
,
0

Н
2
О

0,11

0,14

28
,0

N
2

0,01

0,01

2,0

О
2

0,02

0,02

4,0

Итого

0,6
1

0,5
0

100,0



Таблица 6.9

Материальный бала
нс плавки на 100 % лома в шихте

П
риход, кг

Расход, кг

Лом 100,00

Сталь 92,
89

Кислород технический 2,
31

Шлак 13,
49

Известь

5,0
5

Корольки металла в шлаке 0,67

Окалина 0,30

Выбросы 1,00

Мусор лома

2,00

Газы 0,6
1


Футеровочный шлак 1,50

Fe
2
O
3

в газах 2,14

Футеровка 0,10

Потери

извести 0,46



Итого 11
1
,
26

Итого


11
1
,
26


6.2.ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЛАВКИ НА 100 КГ ЛОМА


Тепловой баланс составляется по резуль
татам материального баланса
и относится также к 100 кг лома.




44

6.2.1. Приход тепла


6.2.1.1
.

Теплота окисления примесей


Рассчитанные энтальпии окисления примесей лома сведены в
таблицу 6.10.

Таблица 6.10

Энтальпия окисления примесей лома

Реакция

Окисля
ется в кг (табл. 6.2)

¨Н, кДж

[
C
] + 0,5
O
2

=
CO

0,1
4

1
301


[
C
] +
O
2

=
CO
2

0,02

606


[
Si
] +
O
2

=
SiO
2


0,20

5087


[
Mn
] + 0,5
O
2

=
MnO

0,43

2503


2 [
Cr
]
+ 1,5 O
2

= Cr
2
O
3

0,1
8

1
664


2 [P] + 2,5 O
2

= P
2
O
5

0,02

303


2 [Fe] + 1,5 O
2

= Fe
2
O
3

1,
5
0 + 0,1
4

1
1039


[Fe
]

+ 0,5 O
2

= FeO

2
,
85

1
0975

ИТОГО


3
3478


6.2.1.2. Теплота шлакообразования


Предполагается, что
SiO
2

и
P
2
O
5

, поступившие в шлак

в результате
окисления примесей
лома
, соединяются с основными оксидами шихтовых
материалов с выделен
ием тепла (табл.6.11)
.


Таблица 6.11

Теплота шлакообразования

Образуется
соединение

Участвуют в
реакции, кг

Выделяется теплоты
на 1 кг оксида, кДж

Всего выделяется
теплоты, кДж

(CaO)
2

SiO
2

SiO
2

-

0
,
43


SiO
2

-

2108

906

(CaO)
4

P
2
O
5

P
2
O
5



0,
05

P
2
O
5

-

5086

254

ИТОГО



1160




45


6.2.2. Расход тепла


6.2.2.1. Теплосодержание стали, выпускаемой из конвертера


Масса стали
92,89

кг (см. табл. 6.7) при температуре Т
ст

 1893 К
содержит тепла:

¨Н
ст

= 92,
89
·
{(1808


298
)
·0
,70 + 260 +
(1893


1808)
·
0,84} = 128
968

к
Дж
.


6.2.2.2. Теплосодержание конечного шлака


Теплосодержание
13,49
кг шлака при температуре 1893 К равно:

¨Н
шл

=
13,
49
·{
2,09 (
1893
-

273)
-

1380
} = 2
7058

кДж
.


6.2.2.3. Теплота, уносимая газами


Для отходящего конвертерного газа, имеющего усредненный
х
имический состав (табл. 6.8.) и нагретого до средней температуры Т
г

=
1873 К, определяем среднюю удельную теплоемкость (табл. 3
.
3)
.


Таблица 6.12

Удельная
теплоемкость конвертерного газа

Компонент
газа

Его доля в 1 м
3

конвертерного газа

Средняя удельная
т
еплоемкость компонента
газа, кДж/(м
3
·

К)

Теплоемкость доли
газа, кДж/(м
3
·
К)

СО

0,
52

1,3866

0,7
210

СО
2

0,
14

1,9997

0,
2800

Н
2
О

0,
28

1,6851

0,
4718

N
2

0,0
2

1,3793

0,02
76

О
2

0,0
4

1,4226

0,05
69

Итого

1,000

-

1,5
573


Определив теплоемкость 1 м
3

конвертерно
го газа ∑Х
i
·
Ср
i

=
1,5573
кДж/(м
3
·
К), находим ¨Н
г

для 0,5
0

м
3

этого газа:


46

¨Н
г

= 0,5
0

·

1,5573 ·
(1873


2
98
) = 1
226

кДж
.


6.2.2.4. Теплота корольков, остающихся в шлаке


Теплота корольков (¨Н
к
) массой 0,67 кг принимается равной
температуре шлака. Остальны
е выражения принимаются в соответствии с
п.6.2.2.1:

¨Н
к

= 0,
67
·
{(1808


298)·0,70  260  (1893


1808)
·
0,84} =
930

кДж
.


6.2.2.5. Теплота, теряемая с выбросами и выносами металла


Теплота выбросов и выносов металла массой 1,00 кг при средней за
плавк
у те
мпературе {Т
ср
=
1733К} определяется по формуле для
теплосодержания стали:

¨Н
в

= 1,00
·

(
1733



298)·0,70 
1005

кДж
.


6.2.2.6. Теплота Fe
2
O
3
, уносимая из конвертера с отходящими газами


Теплота уносимой пыли
Fe
2
O
3

(¨Н
п
) массой 2,14 кг будет равна

(см.
пункт 3.2.6)
:

¨
Н
п

 2,14 · 0,7412· (1873


298)  2498 кДж.


6.2.2.7. Теплота, затраченная на разложение карбонатов


Теплота
, необходимая для

разложения карбонатов извест
и



рассчитывается исходя из массы
CO
2

равной 0,07 к
г (табл. 6.4):

¨Нк  3529·
0,07
=
24
7

кДж
.


6.2.2.
8
. Теплота, расходуемая на нагрев технического кислорода


Для нагрева
1,63 м
3

кислорода от Т
г

до 298 К необходимо затратить
тепла ¨Н
кис

(см. пункт 3.2.8):

¨Нкис 
1,63
·(298
-
135)·1,29 
343

кДж.

Статьи расхода тепла на тепловые потери через
стенки конвертера
(
1094

кДж), излучением через горловину (
2126

кДж) и на охлаждение

47

кислородной фурмы (
1726

кДж) принимаются такими, как в таблице 5.1.
Эти виды потерь будут одинаковы,
независимо от того,
ведется ли плавка
на 100 кг чугуна, лома или
комбин
ированной
металлошихты (чугун  лом).

Приходные и расходные статьи баланса приводятся в таблице 6.13.




Таблица 6.13

Тепловой баланс конверторной плавки для 100 кг

лома

Приход тепла


Расход тепла

Теплота

кДж

%

Теплота

кДж

%

Жидкого чугуна

-

-

Стали

12
8968

7
7
,
1
3

Окисления
примесей

33478

20
,
0
2

Шлака

27058

1
6
,
1
8

Шлакообразования

1160

0,
69

Газов

1226

0,
73




Корольков металла в шлаке

930

0,
5
6

Выбросов и выноса металла

1005

0,
60

Пыли

(
Fe2O
3)

в газе

2498

1,
49

На разложение карбонатов

изв
ести

247

0,15

Затраты тепла на нагрев
кислорода

343

0,2
1

Теплопотери через стенки
конвертора

1094

0,6
5

Теплопотери излучением через
горловину конвертора

2126

1
,
27




Затраты тепла на охлаждение
кислородной фурмы

1726

1,
03

Итого:

34
638

20
,
7
1


Итого:


167221

100





Охлаждающий эффект 100 кг
лома

1
32
5
83

79
,
2
9


Выполнение расчетов материального и теплового балансов
конвертерной плавки с использованием 100 % лома, отличающегося по
химическому составу от конечного состава стали, позволило оп
ределить
охлаждающий эффект 1 кг лома равный 1
32
6

кДж/кг. Анализ таблицы 6.9
и 6.13 позволяет составить суждение, в силу каких обстоятельств

48

охлаждающий эффект лома снизился с
1388

кДж/кг (предварительный
расчет) до
132
6

кДж/кг.

Избыток тепла, образующийс
я при конвертерной плавке на 100 %
чугуна (табл. 5.1), может быть ликвидирован при добавлении в шихту к
100 кг чугуна
:


28102
/
132
6

= 2
1
,
1
9

кг лома.

Масса чугуна и лома составят 100,00 
21,19
= 12
1
,
1
9

кг
. Доля чугуна
в этой металлошихте будет равна 100/
12
1
,
1
9
= 0,82
52
, а доля лома
2
1,1
9

/
120,9
9
= 0,1
748
.


49


7.
РАСЧЕТ ТЕХНИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ
ПРОЦЕССА


Важнейшими техническими показателями конвертерной плавки
являются количество затраченных на плавку основных материалов,
выраженное в кг на 1 тонну стали, и произв
одительность конвертера,
представленная в тоннах выплавляемой жидкой стали в сутки или год.
Указанные показатели в данном расчете отнесены к, так называемой,
сырой
, не
раскисленной стали по состоянию ее на момент начала выпуска
из конвертера. В производств
енных условиях показатели относят к тонне
годных заготовок или слитков, т.е. продукта, выдаваемого
сталеплавильным цехом для дальнейшей переработки. Для определения
показателей в таком виде необходимы определенные коррективы,
учитывающие особенности раскис
ления, внепечной обработки и разливки
жидкой стали, что в данном варианте расчета не рассматривается.


7.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДНЫХ КОЭФФИЦИЕНТОВ


Для определения расхода материалов на 1 тонну жидкой стали
целесообразно составить материальный баланс конверт
ерной плавки для
100 кг металлошихты. Доля чугуна и лома в металлошихте и их
материальные балансы (табл 2.9 и 6.9) нам известны. Материальный
баланс на 100 кг металлошихты составляется на основе двух предыдущих
балансов с учетом доли чугуна и лома (табл.
7.1)
.


50



Таблица 7.1

Материальный баланс плавки на 100

кг

металлошихты

Приход, кг

Расход, кг

Чугун

82
,
52

Сталь

8
8
,
4
4

Лом

17,
48

Шлак

15,0
7

Кислород технический

8,
5
8

Газ

10,5
7

Известь


4,5
0

Корольки металла в шлаке

0,7
5

Миксерный шлак

0,66

Выбросы

1,00

Футеровочный шлак

1,50

Пыль
Fe
2
O
3

в газе

2,14

Футеровка

0,10

Потери извести

0,41

ФОМ

1,32



Марганцовистый известняк

1,32



Окалина лома

0,05



Мусор лома

0,35







Итого

118,
38

Итого

118,
38


Определим содержание меди в стали на основе полученного
материального баланса на 100 кг металлошихты:

[
Cu
]=(82,
52
·0,02
17,
48
·
0,18
)
/ 88,4
4
=0,05 %,

что соответствует зад
анному марочному составу (табл.1.1).

Для определения расходных коэффициентов, выраженных в кг на 1
тонну сырой стали следует цифру расхода материала на 100 кг
металлошихты умножить на 10 и разделить на долю выхода жидкой стали
из металлошихты (0,88
4
4
,

табл
. 7.1). Расходные коэффициенты
рассчитанного варианта конвертерной плавки приведены ниже.


51


Таблица 7.2

Расходные к
оэффициенты конвертерной плавки

Материал

Расчет

Расход, кг/т сырой
стали

Чугун

82
,
52
·
10/
0,8844

93
3
,
1

Лом

17,
48
·
10/
0,8844

19
7
,
6

Кислород те
хнический

8,
5
8
·
10/
0,8844

9
7
,
0

Известь

4,50
·
10/
0,8844

5
0
,
9

Футеровочный шлак

1,50
·
10/
0,8844

1
7
,
0

Футеровка

0,10
·
10/
0,8844

1
,
1

ФОМ (флюс ожелезненный
магнезиальный)

1,32
·
10/
0,8844

14,
9

Марганцовистый известняк

1,32
·
10/
0,8844

14,
9

Шлак

15,0
7
·
10/
0,8844

1
7
0,
4

Газ

10,5
7
·
10/
0,8844

11
9
,
5

Корольки металла в шлаке

0,7
5
·
10/
0,8844

8,
5


В состав основных материалов, расходуемых при плавке, были
включены и некоторые продукты плавки, переработка которых
производится на металлургическом предприятии.


7.2. РАСЧЕТ П
РОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ КОНВЕРТЕРА


Годовая производительность непрерывно работающего конвертера
может быть рассчитана следующим образом:

P

 
·
G
·
1440
·
365(6)/
τ
пл

т/год
,

где 


выход сырой жидкой стали в т/т металлошихты,
G



вместимость
конвертера в т металло
шихты,
τ
пл

-

продолжительность цикла плавки от
выпуска до выпуска в минутах, 1440


число минут в сутках (мин/сут),
365(6)


число календарных суток в году (сут/год).


С учетом холодных простоев годовая производительность
конвертера

составит
:


52

P

 ·
G
·144
0·365(6)
·(1
-
)
/
τ
пл



т/год
,

где
-

количество холодных простоев в сутках за один
цикл работы
конвертера
;


-

кам
пания конвертера в сутках
;

+

-

цикл работы
конвертера (
продолжительность плавок плюс простоев
)
.

Продолжительность холодных простоев для смены футеровки зависит
от емкости конвертера; для конвертеров емкостью 50, 100 и 300 т она
составляет соответственно 50, 70 и 100 ч.

Число рабочих дне
й в году
можно определить иначе
:
простои конвертеров емкостью до 250 т в
среднем составляют 15
-
16% календарного времени, а для конвертеров
емкостью 250 т и более


18
-
23%.
В данном расчете примем
продолжительность ремонта конвертера 20% от календарного вре
мени
:

=0,2.

Соответственно, получаем
:
=10
0

ч § 4сут
;
=400

ч§17
сут.

Для данного варианта расчета производительность 300 тонного
конвертера составит:

при непрерывной работе

Р 
0,8844
·
300
·
1440
·
365/36 = 3
87
36
72 = 3,
8
7

млн т/год
;


с учетом холодных простоев для смены футеровки конвертера

Р  0,8844·300·1440·365
·(1
-
0,2)
/36 = 3873672 = 3,
10

млн т/год
.


53


ПРИЛОЖЕНИЯ



1. Тепловые эффекты окисления некоторых элементов
сталеплавильной ванны


Тепл
овые эффекты окисления
1

кДж/моль продукта
реакции

кДж/кг элемента
2

[Si]+{O
2
}=(SiO
2
)

712,163

25434

[Mn]+0,5{O
2
}=(MnO)

320,105

5820

Fe+0,5{O
2
}=(FeO)

215,673

3851

2Fe+1,5{O
2
}=(Fe
2
O
3
)

753,902

6731

2[P]+2,5{O
2
}=(P
2
O
5
)

939,896

15160

[C]+0,5{O
2
}={CO}

111,54
1

9295

[C]+{O
2
}={CO
2
}

363,528

30294

2[Cr]+1,5{O
2
}=(Cr
2
O
3
)

961,425

9244

2(FeO)+0,5{O
2
} =(Fe
2
O
3
)

322,556

201
6











________

1
-

окисляющиеся компоненты чугуна и оксиды продукты реакции имеют температуру 1600ºС;
кислород участвует в реакциях при темп
ературе 25 ºС.

2
-

под элементом понимается соответствующий окисляющийся компонент чугуна, за
исключением реакции восстановления
Fe
2
O
3

до
FeO
, где элементом считается оксид
Fe
2
O
3


54

2. Уравнения для расчета средней теплоемкости газов, кДж/(м
3
·К)




С
О
2
= 1,234
+2,508E
-
04·T
-
4,653E
-
08·T
2
;


С
N2
= 1,301
-
5,199E
-
05·T1,570E
-
07·T
2
-
4,477E
-
11·T
3
;


С
H2O
=1,425+2,080E
-
04·T1,906E
-
08·T
2
;


С
CO2
=1,390+9,330E
-
04·T
-
2,241E
-
07·T
2
;


С
CO
=1,290
-
1,135
E
-
05·
T
+1,381
E
-
07·
T
2
-
4,229
E
-
11·
T
3
,


где
T



абсолютная температура газа, К.





Рис.1.

Температурные зависимости средних теплоемкостей газов


55

3. Теплота разложения карбонатов (в кДж на кг СО
2
)


Тип карбоната

Температура

25 ºС

1600 ºС

CaO·CO
2

4034

3529

MnO·CO
2

2647

2504



56

4. Теплофизические константы железа, чугуна и стали







Ис
-
точ
-
ник

Теплота плавления,
кДж/кг

Примечание

Средняя удельная теполемкость,
кДж/(кг∙К)

Примечание

железа

чугун
а

стал
и

железа

чугуна

стали

тве
р
-
дое

жид
-
кое

твер
-
дый

жид
-
кий

твер
-
дая

жид
-
кий

[
5
]

272




0,6
1







[
10
]


217

260




0,74

0,87

0,70

0,84


[
11
]



243

276

Состав стали, %

С  0,03

1,00

Mn

= 0,07

0,42

Si

= 0,10

0,30





0,57

t

=

600


C
;

0,68,

t

=
100
0


C


Состав стали, %

С  0,03

0,61

Mn

= 0,07

0,42

Si

= 0,10

0,30

[
12
]









0,71

0,75

0,80


0,84

Состав стали, %

С  0,2

0,6

[
13
]



247

2
89

Состав стали, %

С  0,09

0,76

Mn

= 0,40

1,54

Si

 сл

0,94









57


[
14
]








0,88


0,84

Состав стали
соответству
е
т
концу окисли
-
тельного периода


58

5. Рекомендуемые формулы для расчета теплопроводности различных
огнеупорных материалов


Материал

Химичес
кий

состав, %

Плотность

(кажущаяс
я),

т/м
3

Пористос
ть,

%


Формулы для
определения

теплопроводности,

Вт/(м∙К)

Температу
р
-
ный
интер
-
вал
для
применени
я
формулы,
К

Рекомен
-
дуется
для
кладки

Магнезитовый

кирпич (обож
-
женный,
уплотненн
ый)

Mg

90%

2,98

2,77




= 12,1

12,4

10
-
3
(T

273)+4,37

10
-
6
(T

273)
2

473

2073

Арматур
-
ный
слой

Периклазошпи
-
нелидный кир
-
пич (обожжен
-
ный,
уплотненный)

50%
MgO85
%

5%
Cr
2
O
3
20%

Al
2
O
3
25%

3,11

2,89




= 2,4

47
3

2073






Хромомагнези
-
товый кирпич
(обожженный,
уплотненный)

4
0%
MgO
60
%

1
5%
Cr
2
O
3
35
%


3,14

2,92




= 2,47

0,209

10
-
3
(T

273)

473

1973






Доломитовый
кирпич на
смоляной связ
-
ке (скоксован
-
ный)

1
0%
MgO
50
%

45
%
Ca
O
85
%


2,74

2,65




= 3,33

1,07

10
-
3
(T

273)+0,293

10
-
6
(T

273)
2

473

1873

Рабочий
слой

Магнезитовый
кирпич на смо
-
ляной связке
(скоксованный)

Mg

85%

2,88

2,58




= 6,65

3,53

10
-
3
(T

273)+0,626

10
-
6
(T

273)
2

473

2073

Рабочий
слой

Магнезитовый
порощок
фр
акции


0,2
мм

Mg

90%

Насыпная
масса

1,6





= 0,335

0,132

10
-
3
(T

273)+0,248

10
-
6
(T

273)
2

473

1473

Как
исход
-
ный
мате
-
риал для
производ
-
ства на
-
бивной
массы

Магнезитовые
обожженные
вы
-
сокопористые
огнеупоры

Mg

90%

1,5

1,3




= 4,07

3,42

10
-
3
(T

273)+1,26

10
-
6
(T

273)
2

473

1473




59

ЛИТЕРАТУРА


1.

Бигеев А.М. Математическое описание и расчеты сталеплавильных
процессов.


М.: Металлургия, 1982.


160 с.

2.

Баптизманский В.И., Охотский
В.В. Физико
-
химические основы
кислородно
-
кокнвертерного процесса.


Киев

Донецк: Вища школа, 1981.


184 с.

3.

Баптизманский В.И., Бойченко Б.М., Трубавин В.И. Расчет
параметров конвертеров верхнего кислородного дутья // Изв. Вузов.
Черная металлургия.


1983
.


№ 10.


с. 34

37.

4.

Технологические основы проектирования кислородных конверторов
/ В.Б. Охотский, Ю.С. Кривченко, К.С. Просвирин, Г.И. Низяев // Изв.
Вузов. Черная металлургия.


1983.


№ 2.


с. 12

15
.

5.

Металлургия стали / В.И. Явойский, Ю.В. Кряковски
й, В.П.
Григорьев, Ю.М. Нечкин и др.


М.: Металлургия, 1983.


584 с.

6.

Бухбиндер А.И. Теория потоков.


Л.: ЛПИ им. М.И. Калинина, 1973.


218 с.

7.

Фронтинский Б.В. и Уразгильдеев А.Х. Современная конвертерная
плавка с верхним кислородным дутьем. Л.: ЛПИ им.

Калинина, 1963.


44
с.

8.

Тепло
-

и массообмен. Теплотехнический эксперимент. Справочник /
Е.В. Аметистов, В.А. Григорьев, Б.Т. Ешуев, А.В. Клименко и др.


М.:
Энергоиздат, 1982.


810 с.

9.

Термодинамические свойства газов / М.П. Вукалович, В.А. Кирилин,
С.А.

Ремизов, В.С. Силецкий и др.


М.: Машгиз, 1953.


375 с.

10.


Кудрин В.А. Теория и технология производства стали.


М.:Мир.
2003.


528 с.

11.

Хасин Г.А., Дъяконова Л.В. Теплофизические и электрические
характеристики ряда легированных сталей и сплавов при высоки
х
температурах // проблемы стального слитка: Тр.
IV

конф. по слитку. М.,
1969.


с. 71

85.

12.

Казачков Е.А., Макуров С.Л. Исследование теплофизических
свойств сталей при высоких температурах методом динамической
калориметрии // Изв. вузов. Черная металлургия.



1976.


№ 1.


с. 18

22.

13.

Кренцис Р.П., Гельд П.В., Серебряков Н.К. Теплосодержание и
теполта плавления сталей. Углеродистые и низколегированные стали //
Изв. вузов. Черная металлургия.


1960.


№ 11.


с. 5

11.

14.

Бигеев А.М., Бигеев В.А. Металлургия стал
и.


Магнитогорск:
МГТУ, 2000.


544 с.

15.

Литовский Е.Я., Пучкелевич Н.А. Теплофизические свойства
огнеупоров.


М.: Металлурги, 1982.


152 с.


60

16.

Егоров А.В. Расчет мощности и параметров
электроплавильных печей.


М.: МИСИС, 2000.


272 с.










Приложенные файлы

  • pdf 33516201
    Размер файла: 903 kB Загрузок: 0

Добавить комментарий