Тепловой расчет дуговой сталеплавильной печи

Размещено на http://www.allbest.ru/

Министерство высшего и среднего специального образования

Саратовский государственный технический университет

Курсовая работа

Тепловой расчет дуговой сталеплавильной печи

Саратов 2000

1. Основные конструкторские и энергетические особенности дуговых печей

В дуговых электропечах плавят специальные и качественные стали, синтетические и другие шлаки, никелевые сплавы, некоторые виды огнеупоров и в отдельных случаях бескислородную медь.

Наибольшее применение дуговые электропечи нашли для плавки стали.

Современные дуговые сталеплавильные печи работают на 3-х фазном токе с частотой 50 Гц по принципу прямого нагрева, когда электродуги образуются между каждым электродом и металлической завалкой.

Конструктивное исполнение печей зависит от способа загрузки шихты.

Загрузку через рабочее окно производят мульдами при помощи завалочной машины в крупных печах и с помощью загрузочного лотка, поднимаемого и наклоняемого мостовым краном (тельфером) или вручную, в малых печах.

При механизированной загрузке сверху посредством специальной бадьи время загрузки сокращается до 3 - 6 минут вместо 25 - 30 минут при загрузке мульдами; заметно облегчается труд персонала.

При загрузке сверху печь полностью загружается шихтой, при боковой загрузке удается заполнить шихтой не более 70-80% ее объема.

Почти все современные печи емкостью 1,5 т и выше имеют механизированную загрузку сверху. По конструкции такие печи можно разделить на печи с отъезжающей ванной, с передвижным порталом и с поворотным сводом.

Основными характеристиками дуговых сталеплавильных печей считают их номинальные емкости. При заданных емкостях печей режимы их работы определяют электрические параметры - мощности и ступени трансформатора, реактивности реакторов и геометрические - размеры ванн и рабочих пространств.

Выбор основных электрических параметров дуговых печей сложен и неоднозначен, так как печи работают в самых разных условиях, проводимые в них технологические процессы также различны.

Дуговая сталеплавильная печь является печью периодического действия, в которой потребление мощности в различные периоды технологического процесса плавки существенно различаются.

Плавка в такой печи состоит из следующих характерных периодов:

1) период расплавления;

2) окислительный период;

3) период рафинировки металла;

4) период межплавочного простоя.

Во время расплавления происходит нагрев загрузки (обычно в виде стального лома и скрапа) до температуры плавления и расплавления загрузки. В этот период печь потребляет преобладающую часть электроэнергии, причем чем больше средняя активная мощность печи, тем, при прочих равных условиях, меньше длительность расплавления.

В окислительный период потребляемая печью мощность существенно сокращается, так как необходимый перегрев жидкого металла, а также нагрев и расплавление шлакообразующих материалов в значительной мере осуществляются за счет экзотермических реакций окисления различных элементов в ванне печи, особенно при продувке ванны кислородом.

В ряде случаев начальная стадия окислительного периода совмещается с расплавлением, для чего в печь наряду со стальным ломом загружаются шлакообразующие материалы, и к концу периода расплавления в ванне печи имеется нагретый до требуемой температуры жидкий металл и расплавленный шлак.

В период рафинировки металла печь потребляет энергию, необходимую для расплавления восстановительного шлака, расплавления легирующих добавок, перегрева металла до температуры выпуска и для покрытия потерь. Средняя активная мощность печи в период рафинировки обычно значительно ниже, чем в период расплавления.

В период межплавочного простоя осуществляются различные технологические операции без потребления мощности из сети, а именно: слив металла, заправка футеровки печи и загрузка печи для очередной плавки.

При непрерывном технологическом процессе, характерном для выплавки стали на металлургических заводах, когда плавка производится за плавкой с обычным межплавочным простоем (круглосуточная работа печи), тепловые потери в период межплавочного простоя компенсируются при последующей плавке. В этом случае можно с достаточной для технических расчетов точностью принимать, что компенсация этих потерь происходит в период следующей плавки.

При прерывистом технологическом процессе, например при двухсменной или односменной работе печи с перерывами на выходные дни, что характерно для многих дуговых печей в литейных цехах машиностроительных заводов, потери тепла за время простоя печи обычно компенсируются в течение нескольких последующих плавок. В отдельных случаях практикуется предварительный подогрев частично остывшей футеровки.

Для каждого из перечисленных выше периодов плавки может быть составлен свой энергетический баланс со всей совокупностью статей прихода и расхода энергии.

В периоды расплавления, окислительный и рафинировки приход энергии происходит в основном за счет электроэнергии и энергии экзотермических химических реакций (следует также учитывать теплосодержание загружаемых в печь материалов), а статьями расхода энергии являются:

1) полезное тепло на нагрев и расплавление металла, шлака, а также легирующих элементов и вспомогательных добавок;

2) тепловые потери печи за соответствующий период плавки;

3) тепловые потери печи за предшествующий период плавки, если эти потери не были компенсированы в тот период;

4) потери энергии на разогрев футеровки до установившегося теплового режима (при прерывистом режиме работы печи с существенным охлаждением футеровки во время длительного простоя или на первых плавках после смены футеровки при непрерывном процессе работы печи);

5) электрические потери установки печи.

В период обычного межплавочного простоя прихода энергии в печи нет, а расход энергии есть в результате тепловых потерь.

Лишь в отдельных случаях при длительных межплавочных простоях печи с существенным охлаждением футеровки в этот период подводится энергия для частичной или полной компенсации тепловых потерь (за счет электроэнергии или за счет тепловой, например, с помощью топливно-кислородных горелок).

Строгий энергетический баланс каждого периода плавки составляется с учетом материального баланса соответствующего периода, что дает возможность определить теплосодержание всех вносимых в печь материалов, полезный расход энергии, приход и расход тепла за счет химических реакций, а по итоговым расходным показателям - рассчитать удельный расход электроэнергии и всей энергии на единицу массы выплавляемого в печи металла.

Сводный энергетический баланс плавки в целом получается суммированием всех статей прихода и расхода энергии за все периоды плавки.

Составление материально-энергетического баланса плавки дуговой печи представляет собой трудоемкую работу, которая может быть выполнена только на действующей печи, причем достоверность полученных результатов зависит от ряда факторов. В том числе от количества балансовых плавок, проведенных в равных условиях.

При проектировании дуговой сталеплавильной печи обычно составляется расчетный энергетический баланс только для периода расплавления и по результатам этого баланса определяется необходимая мощность печного трансформатора, длительность расплавления и удельный расход электроэнергии в период расплавления, то есть важнейшие параметры печи, определяющие ее производительность и технико-экономическую эффективность.

Для оценки основных параметров и показателей действующей дуговой сталеплавильной печи необходимо и достаточно использовать статистические данные значительного количества плавок по следующим показателям:

1) расходу активной и реактивной электроэнергии в период расплавления и за всю плавку;

2) длительности периода расплавления и всей плавки;

3) массе загруженного в печь скрапа, массе жидкого металла и по выходу готового металла.

2. Определение геометрических параметров дуговых печей

Наиболее распространенным типом ванны трехфазной дуговой печи является сфероконическая ванна с углом между образующей и осью конуса, равным 45⁰ (рис.1).

Для вывода этих зависимостей вводятся обозначения:

D - диаметр зеркала жидкого металла, мм;

D_ш - диаметр зеркала шлака, мм;

D_п - диаметр ванны на уровне порога рабочего окна, мм;

D_от - диаметр ванны на уровне откосов, мм;

D_ст - внутренний диаметр футеровки стены, мм;

D_к - внутренний диаметр кожуха, мм;

V - объем жидкого металла, м³;

V_ш - объем шлака, м³;

v - удельный объем металла, м³/т;

H - глубина ванны по металлу, мм;

H_ш - высота слоя шлака, мм;

H_п - высота плавильного пространства от уровня откосов до верха стены, мм;

H_с - высота сферического сегмента, мм;

C - коэффициент, зависящий от соотношения D/H;

а - коэффициент, равный соотношению D/H.

Для такой ванны (рис.1) диаметр зеркала жидкого металла, определяется из соотношения

(1)

Высота сферического сегмента H_с обычно принимается равной 20% общей глубины жидкого металла.

Для этого наиболее распространенного случая коэффициент С определяется по формуле

(2)

где a = D/H

В диапазоне практически возможных значений а = 4 - 7 коэффициент С принимает следующие значения:

а	4,0	4,5	5,0	5,5	6,0	6,5	7,0
С	1,043	1,064	1,085	1,106	1,127	1.149	1,169

При высоте сферического сегмента H_с увеличенной до 25% общей глубины жидкого металла С определяется по формуле

(3)

Диаметр зеркала металла можно определить также, исходя из заданной глубины металла H. Для сфероконической ванны с углом конуса 45⁰ и глубиной сферического сегмента H_с = 0,2H диаметр зеркала определяется по формуле

(4)

Объем жидкого металла определяется из удельного объема жидкого металла и заданной емкости печи:

(5)

Для жидкой стали расчетный удельный объем обычно принимается 0,145 м³/т.

Над жидким металлом в ванне должно быть оставлено пространство для шлака, объем которого обычно принимается в % объема жидкого металла.

Высота слоя шлака упрощенно определяется из соотношения

(6)

Значение а существенно влияет на условия проведения технологического процесса плавки в дуговой сталеплавильной печи. Чем больше а при заданной емкости печи, тем больше поверхность соприкосновения зеркала металла со шлаком и тем меньше глубина ванны жидкого металла, за счет чего улучшаются условия рафинировки металла и уменьшается разность температур по высоте расплавленного металла. Однако неоправданное увеличение отношения а вызывает увеличение габаритных размеров и массы печи, что может привести к ухудшению ее основных технико-экономических показателей. Для большинства действующих печей отношение а лежит в пределах 4,5 - 5,5, причем меньшие значения а характерны для печей небольшой емкости и для технологического процесса, не требующего тщательной рафинировки расплава, а большие значения а - для печей большой емкости и для сложной технологии плавки с высокой степенью очистки металла.

Для печей емкостью 100 - 200 т и выше отношение а может диктоваться предельно допустимой по технологическим соображениям глубиной ванны жидкого металла, в том числе и по допустимой разности температур верхнего и нижнего слоев жидкого металла в ванне.

Уровень порога рабочего окна принимается на уровне зеркала шлака или несколько выше (на 20 - 40 мм).

Уровень откосов рекомендуется принимать на 30 - 70 мм выше уровня порога рабочего окна во избежание усиленного размывания шлаком основания футеровки стены.

Высоту плавильного пространства выбирают с учетом следующих соображений. С увеличением H_п возрастает внутренний объем печи, что позволяет загружать в печь большую массу металлического лома определенной плотности, а также улучшаются условия работы огнеупорной кладки свода, воспринимающей излучение высокотемпературных источников тепловой энергии - электрических дуг.

Наряду с этим увеличение H_п связано со следующими недостатками:

1) увеличением габаритных размеров, массы и стоимости печи;

2) увеличением реактивного сопротивления электрода;

3) ухудшением условий службы огнеупорной кладки;

4) повышенной опасностью поломок длинных электродов.

Уменьшение H_п приводит к соответствующему уменьшению внутреннего объема печи и к некоторому ухудшению условий службы огнеупорной кладки свода, но при этом снижается роль перечисленных выше недостатков.

В отечественных печах высота плавильного пространства принималась с учетом условий загрузки печи в один прием при плотности металлического лома порядка 1250 кг/м³.

Отечественный и зарубежный опыт эксплуатации дуговых печей показал, что в современных условиях ориентироваться на одноразовую загрузку печи нет необходимости по следующим причинам:

1) в ряде случаев приходится использовать металлический лом плотностью, значительно меньшей 1250 кг/м³; в печах часто плавят лом плотностью 800 - 1000 кг/м³, а переработка его с целью повышения плотности не всегда возможна и экономически целесообразна;

2) по условиям ведения технологического процесса часто оказывается более целесообразным загружать печь в два приема (с основной завалкой и последующей подвалкой), давая в первую завалку шлакообразующие материалы и совмещая процесс расплавления с началом окислительного периода плавки.

С учетом этих соображение для современных дуговых сталеплавильных печей высота плавильного пространства может приниматься в следующих пределах:

для печей емкостью 0,5 - 6 т H_п=(0,5 - 0,45)D_от;

для печей емкостью 12 - 50 т H_п=(0,45 - 0,4)D_от;

для печей емкостью 100 т и выше H_п=(0,38 - 0,34)D_от.

После выбора внутренних размеров печной камеры необходимо определить ее внешние размеры, для чего должны быть хотя бы предварительно намечены конструктивные решения футеровки печи с выбором огнеупорных и теплоизоляционных материалов для отдельных участков футеровки - подины, стен и свода.

В отличие от обычных условий работы печей сопротивления, в которых футеровка выполняется обычно в расчете на возможно меньшие тепловые потери при оптимальных температурах кожуха печи, у дуговых печей высокие теплоизоляционные качества футеровки не только не улучшают, но в ряде случаев ухудшают технико-экономические показатели печей. Это объясняется спецификой условий работы дуговых сталеплавильных печей, у которых при температуре расплава порядка 1600⁰С внутренняя поверхность огнеупорной кладки стен и свода подвергается разрушающим воздействиям теплового излучения дуг, имеющих температуру 5000 - 7000⁰С. в этих условиях для обеспечения необходимой стойкости огнеупорных материалов (даже самого высокого качества) необходимо снижать температуру внутренней поверхности футеровки за счет отказа от теплоизоляционного слоя футеровки (кроме подины), а в отдельных случаях - за счет принудительного охлаждения внешней поверхности футеровки.

По этой причине своды большинства дуговых печей выкладываются огнеупорными кирпичами без какой бы то ни было теплоизоляции.

Футеровка стен дуговых печей в большинстве случаев имеет небольшой по толщине слой тепловой изоляции между огнеупорной кладкой и кожухом печи. С ростом удельных мощностей дуговых сталеплавильных печей условия службы огнеупорной кладки стен и свода существенно ухудшились, поэтому практика эксплуатации сверхмощных печей привела к необходимости выполнения футеровки стен небольшой толщины (300 - 350 мм) при полном отсутствии дополнительного теплоизоляционного слоя, а в необходимых случаях - с водяным охлаждением внешней поверхности огнеупорной кладки стен, в частности, за счет применения водоохлаждаемых кессонов на участках максимальной тепловой напряженности стен в непосредственной близости от электродуг.

Условия службы футеровки подины имеют следующие особенности:

1) огнеупорная часть футеровки должна быть достаточно надежной против прорыва жидкого металла через подину во избежание тяжелой аварии с длительным простоем печи;

2) футеровка подины должна иметь высокие теплоизоляционные свойства для уменьшения перепада температуры по глубине ванны жидкого металла;

3) в отличие от футеровки стен и свода футеровка подины надежно защищена от теплового излучения электродуг слоем жидкого металла.

Для ограничения тепловых потерь через подину и уменьшения вызываемого ими температурного перепада по глубине ванны жидкого металла суммарную толщину футеровки подины дуговых печей средней емкости обычно принимают приблизительно равной глубине ванны расплава.

У дуговых сталеплавильных печей с электромагнитным перемешиванием расплава толщина подины может быть уменьшена, так как при наличии активного перемешивания температура расплава по высоте ванны в значительной мере выравнивается, а для достижения высокого эффекта перемешивания необходимо приближение катушек перемешивающего устройства к основанию ванны расплава. Толщина футеровки стены принимается по конструктивным соображениям и практически мала зависит от емкости печи.

Толщина футеровки свода соответствует длине стандартного огнеупорного кирпича и при обычной конструкции купольного свода, как правило составляет 230 мм для печей емкостью до 12 т; 300 мм для печей емкостью 25 - 50 т и 380 - 460 мм для печей емкостью 100 т и выше.

Пример 1.

Определить внутренние и внешние размеры печной камеры дуговой сталеплавильной печи номинальной емкостью 300 т.

Определить объем жидкого металла в количестве, равном номинальной емкости печи:

где v - удельный объем жидкой стали 0,145м³/т.

Для сфероконической ванны отношение диаметра зеркала расплава к глубине ванны металла а = 5,25. Тогда коэффициент С по (2) равен:

по (1) диаметр зеркала расплава

Глубина ванны по жидкому металлу

Расчетный объем шлака принимаем равным 10% объема расплава:

Высота слоя шлака по (6)

Диаметр зеркала шлака

сталеплавильная печь потеря тепловой

Диаметр ванны на уровне порога рабочего окна выбираем с таким расчетом, чтобы уровень порога был на 40 мм выше уровня зеркала шлака:

Уровень откосов принимаем на 65 мм выше уровня порога рабочего окна. Тогда диаметр ванны на уровне откосов

Внутренний диаметр футеровки стены D_ст принимаем на 200 мм больше диаметра ванны на уровне откосов, чтобы защитить основание стены от разрушения при размывании откосов шлаком, а также несколько отдалить стены от источников высокотемпературного излучения - электродуг

Высоту плавильного пространства от уровня откосов до верха стены принимаем равной:

Толщину футеровки стены на уровне откосов принимаем равной 500мм из расчета выкладки основания стены магнезитовым кирпичом длиной 460 мм с засыпкой 40 мм зазора между кирпичной кладкой и кожухом печи, например, крошкой из отходов магнезитовой кладки. Эта засыпка выполняет роль демпферного слоя, компенсирующего тепловое расширение кирпичной кладки стены. С точки зрения теплоизоляционного эффекта роль засыпки незначительна, причем, чем выше теплопроводность засыпки, тем легче условия работы огнеупорной кладки стены. Ввиду этого в качестве материала засыпки можно использовать крошку из отходов графитированных электродов.

Внутренний диаметр кожуха

При цилиндрическом кожухе целесообразно выполнение вертикальной стены уступами с постепенным уменьшением толщины стены от основания до верха. Исходя из стандартных размеров длины огнеупорных кирпичей 300, 380 и 460 мм принимаем три размера толщины стены, включая слой засыпки: 500 мм в нижней части, 420 мм в средней и 340 мм в верхней части (рис.1).

Свод выполняется из магнезитохромитового кирпича длиной 460 мм без дополнительной тепловой изоляции. Стрела пролета купольного свода принимается равной 15% внутреннего диаметра свода.

Для футеровки подины намечаем следующую конструкцию: теплоизоляционное основание из легковесного шамота суммарной толщиной 260 мм (четыре слоя «на плашку»), огнеупорная кладка из магнезитового кирпича суммарной толщиной 575 мм (пять слоев «на ребро») и огнеупорная набивка толщиной 125 мм из магнезитового порошка со связующим в виде смеси смолы и пека.

Исходя из условий загрузки в печь мульдами шлакообразующих и легирующих материалов, размеры рабочего окна можно принять b x h = 1600 x 1600мм. Боковые поверхности и верх оконного проема обрамляются П-образной водоохлаждаемой рамой. Заслонка рабочего окна выполняется в виде водоохлаждаемой нефутерованной коробки.

3. Определение полезной энергии для нагрева и расплавления металла и шлака

Для вывода этих зависимостей вводятся следующие обозначения:

w₀ - удельная энергия, необходимая для нагрева до температуры плавления, расплавления и перегрева до заданной температуры 1кг металла или шлака, Вт·ч/кг;

w₁ - удельная энергия, необходимая для нагрева и расплавления 1кг стального лома, Вт·ч/кг;

w₂ - удельная энергия, необходимая для перегрева 1кг жидкого металла сверх температуры плавления на 50⁰С, Вт·ч/кг;

w_шл - удельная энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева шлакообразующих материалов, Вт·ч/кг;

w ^/_шл - количество шлака по отношению к количеству скрапа - определение количества энергии, относимое к 1кг металлической загрузки, Вт·ч/кг;

w₃ - удельная энергия для нагрева и расплавления шлакообразующих материалов, а также для перегрева до температуры 1560⁰С (6%);

W₁ - энергия для нагрева и расплавления скрапа, Вт·ч, кВт·ч;

W₂ - энергия для перегрева расплавленного металла, Вт·ч, кВт·ч;

W₃ - энергия для нагрева, расплавления и перегрева шлака, Вт·ч, кВт·ч;

W_полезн - суммарная полезная энергия периода расплавления, кВт·ч;

с₁ - средняя удельная теплоемкость материала в интервале от начальной температуры до температуры плавления, Вт·ч/(кг·⁰С), кДж/(кг·⁰С);

с₂ - средняя удельная теплоемкость материала в интервале от температуры плавления до заданной температуры перегрева, Вт·ч/(кг·⁰С), кДж/(кг·⁰С);

с_шл - средняя удельная энергия нагрева и расплавления шлака, Вт·ч/(кг·⁰С);

t₀ - начальная температура, ⁰С;

t_пл - температура плавления, ⁰С;

t_пер - температура перегрева, ⁰С;

? - скрытая теплота плавления, Вт·ч/кг, кДж/кг;

?_шл - скрытая теплота плавления шлака, Вт·ч/кг;

?w₁ - дополнительная энергия, необходимая для нагрева угорающего металла, Вт·ч;

К_уг - коэффициент угара металла, %;

G_ж - заданное количество жидкого металла, т;

G_загр - масса загружаемого в печь скрапа, т.

Удельная энергия, необходимая для нагрева до температуры плавления, для расплавления и перегрева до заданной температуры 1кг металла или шлака, определяется по формуле

(7)

Применительно к малоуглеродистому стальному лому (содержание углерода от 0,1 до 0,3%) с температурой плавления около 1510⁰С можно рекомендовать следующие расчетные значения параметров для определения удельной энергии для нагрева, расплавления и перегрева металла:

с₁ = 0,194 Вт·ч/(кг·⁰С) или 0,7 кДж/(кг·⁰С);

t₀ = 10⁰С - среднегодовая температура загружаемого в печь стального лома при отсутствии предварительного подогрева;

?_м= 79 Вт·ч/кг или 284 кДж/кг;

с₂ = 0,232 Вт·ч/(кг·⁰С) или 0,836 кДж/(кг·⁰С).



Заданная температура перегрева жидкого металла к концу периода расплавления зависит от способа ведения технологического процесса плавки. В некоторых случаях перегрев металла в период расплавления не производится, а при совмещении периода расплавления с началом окислительного периода металл обычно перегревают приблизительно на 50⁰С выше температуры его плавления.

Удельная энергия, необходимая для нагрева и расплавления 1кг стального лома (без перегрева сверх температуры плавления):

Для перегрева 1кг жидкого металла сверх температуры плавления на 50⁰С удельная энергия составляет

Аналогичным образом определяется удельная энергия, необходимая для нагрева и расплавления шлакообразующих материалов, а также перегрева расплавленного шлака. Данные для расчета приведены в приложении 1 табл.1.1.

Если принять температуру шлака в конце периода расплавления равной t_шл = 1560⁰С то для упрощения расчета среднюю удельную теплоемкость шлакообразующих материалов и расплавленного шлака можно принять равной с_шл = 0,34 Вт·ч/(кг·⁰С). Скрытая теплота плавления шлака ?_шл=58 Вт·ч/кг, тогда

Принимая то или иное количество шлака по отношению к количеству загружаемого скрапа, можно определить количество энергии w^/_шл, отнесенное к 1кг металлической загрузки печи.

Например, если принять массу шлака по отношению к массе загружаемого в печь скрапа 0,06 (6%), то на 1кг металлической загрузки печи требуется энергия

w^/_шл = w_шл·0,06 = 585·0,06 = 35 Вт·ч/кг.

Таким образом, полезная энергия, которую необходимо выделить в печи в период расплавления на 1т холодной металлической загрузки, составляет:

1) для нагрева до 1510⁰С и расплавления загрузки без перегрева:

w₁=370·1000 = 370000 Вт·ч/т = 370 кВт·ч/т;

2) для перегрева жидкого металла на 50⁰С выше t_пл:

w₂=11,6·1000 = 11600 Вт·ч/т ? 12 кВт·ч/т;

3) для нагрева и расплавления шлакообразующих материалов, а также для перегрева до температуры 1560⁰С расплавленного шлака в количестве 6% массы металлической загрузки печи:

w₃ = w^/_шл·1000 = 35·1000 = 35000 Вт·ч/т = 35 кВт·ч/т.

Энергия w₁ необходима при любом виде технологического процесса плавки стали на твердой холодной завалке. Что же касается составляющих энергии w₂ и w₃, то они не являются обязательными для периода расплавления. Поэтому для составления теплового баланса периода расплавления необходимо учитывать технологию расплавления и в случае необходимости учитывать энергию w₂ и w₃ с уточнением температур перегрева металла и шлака, а также относительного количества шлака, вводимого в печь в период расплавления.

При составлении теплового баланса периода расплавления и определении необходимой полезной мощности этого периода, а также при определении длительности расплавления с известной полезной мощностью печи необходимо иметь ввиду следующее обстоятельство, вытекающее из реальных условий работы дуговой сталеплавильной печи.

В процессе нагрева и расплавления в дуговой печи происходит угар некоторой части загруженного в печь металла. Обычно угар составляет 5-6% массы загруженного металла. Поэтому для получения заданного количества жидкого металла G_ж в печь необходимо загрузить увеличенное количество скрапа, исходя из соотношения

(8)

Без заметной погрешности для практических расчетов можно принимать массу загружаемого скрапа равной необходимой массе жидкого металла с коэффициентом увеличения К:

(9)

Ввиду этого при определении полезной энергии для получения заданного количества жидкого металла следует исходить из необходимости нагрева увеличенного количества скрапа (в процессе расплавления угорающая часть металла не участвует, так как угар происходит при температурах ниже температуры плавления). Чтобы не усложнять расчета, можно принять, что вся угорающая часть металла должна нагреваться в печи до t_пл.

Если принять К_уг=5,5%, то дополнительная энергия, необходимая для нагрева угорающего металла и отнесенная к 1т получаемого жидкого металла, составляет

При этом полезная энергия, необходимая для получения 1т жидкого металла без его перегрева увеличивается с w₁=370 кВт·ч/т до w₁+?w₁=386 кВт·ч/т.

Пример 2.

Определить полезную энергию периода расплавления дуговой печи номинальной емкостью 300 т, работающей на твердой завалке. По технологическим условиям последняя стадия расплавления совмещается с началом окислительного периода, то есть к концу расплавления в печи наводится окислительный шлак и производится перегрев расплавленного металла и шлака.

Дополнительные данные для расчета:

1) требуемое количество жидкого металла G_ж=300т;

2) масса шлака G_ш должна составлять 6% массы загружаемой в печь металлической завалки;

3) угар завалки К_уг=5%;

4) t_пл=1510⁰С;

5) t_пер=1560⁰С;

6) t₀=10⁰С.

С учетом угара масса загружаемого в печь скрапа в соответствии (9) должна составлять:

Энергия, необходимая для нагрева и расплавления скрапа:

Энергия, необходимая для перегрева расплава:

Количество шлака в период расплавления:

Энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева шлака:

Искомая суммарная полезная энергия периода расплавления:

Удельная полезная энергия:

на 1т металлической завалки

;

на 1т жидкого металла

.

Удельная полезная энергия только для нагрева и расплавления одной тонны скрапа без перегрева:

или на 1т жидкого металла

.

4. Определение тепловых потерь через футеровку

Тепловые потери через футеровку дуговой сталеплавильной печи определяются по формулам для плоской стенки

(10)

где F₁₂, F₂₃,…, F_n,n+1 - расчетные поверхности слоев стенки, м²;

S₁, S₂,…, S_n - толщины слоев стенки, м;

t₁ и t_n+1 - температуры внутренней и внешней поверхности стенки,⁰С;

?₁, ?₂,…, ?_n - коэффициенты теплопроводности отдельных слоев стенки, Вт/(м·⁰С).

(11)

где q - удельные тепловые потери, Вт/м²;

F_расч - расчетная поверхность стенки, м².

Особенность работы дуговой сталеплавильной печи, в частности, заключается в том, что огнеупорная кладка стен и свода с каждой плавкой изнашивается и утоньшается. Поэтому тепловые потери через стены и свод рекомендуется или рассчитывать для двух крайних случаев - для новой огнеупорной кладки в начале кампании стен и свода и для изношенной наполовину толщины огнеупорной кладки в конце кампании, или вводить в расчет средних потерь 0,75 толщины огнеупорной кладки (предполагая, что к концу кампании кладка может износиться на 50%).

К футеровке подины эта рекомендация не относится, поскольку по условиям технологического процесса подину дуговой печи после каждой плавки заправляют свежим огнеупорным порошком и толщина огнеупорной части футеровки подины в процессе эксплуатации печи изменяется несущественно.

Учитывая, что различие в значениях внутренней и внешней поверхностей футеровки дуговой печи сравнительно невелико, для упрощения расчетов можно рекомендовать определять удельные тепловые потери на 1м² футеровки (раздельно для стен, свода и подины) и эти удельные потери умножить на соответствующие внешние поверхности футеровки.



Пример 3.

Определить тепловые потери через футеровку дуговой печи емкостью 300т по геометрии на рис.1 в соответствии с примером 1. Удельные тепловые потери определяются раздельно для стены, свода и подины.

Стена имеет три равных по высоте участка разной толщины: 460 мм на нижнем, 380 мм на среднем и 300 мм на верхнем участке. Материал огнеупорной кладки - магнезитохромит. Демпферный слой засыпки толщиной 40 мм в расчет можно не вводить, полагая, что его тепловым сопротивлением можно пренебречь.

Определяем удельные тепловые потери нижнего участка стены для двух крайних случаев - при полной толщине новой огнеупорной кладки 460 мм и при изношенной до толщины 230 мм кладки.

По данным таблицы 1.2 приложения 1 коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича ?=3,88 - 1,48·10^-3 t_ср.

Температуру внутренней поверхности кладки принимаем равной t₁=1600⁰С. Температурой внешней поверхности кладки задаемся в первом приближении t^/₂=300⁰С и для этих условий определяем коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной ? = 460 мм в первом приближении

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 300⁰С (приложение 1, табл.1-3) составляет q^/₀=7400 Вт/м².

Так как расхождение значений q^/ и q^/₀ составляет всего около 6%, уточнения температуры t^/₂, коэффициента теплопроводности ?^/ и удельных тепловых потерь q^/ не требуется. Уточнение показало бы, что температура t₂ должна составлять около 290⁰С, что даст изменение удельных тепловых потерь на 1%, что не имеет практического значения.

При толщине огнеупорной кладки при износе ? = 230 мм для определения тепловых потерь зададимся температурой кожуха t^/₂=400⁰С. Коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича при этих условиях

Тепловые потери через стену толщиной ? = 230 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 400⁰С составляет q^/₀ = 13500 Вт/м².

Расхождение q^/ и q^/₀ составляет около 8%, поэтому уточнения температуры t^/₂ и удельных тепловых потерь не требуется. Уточнение показало бы, что t₂ должна составлять около 385⁰С, а это дает изменение удельных тепловых потерь всего на 1,5%.

Для средней толщины нижнего участка стены 0,75·0,46 = 0,345м расчетные удельные тепловые потери



Расчетная внешняя поверхность нижнего участка стены

Тепловые потери нижнего участка стены

Для среднего участка стены при толщине кладки 380мм задаемся температурой кожуха t^/₂ = 320⁰С и определяем коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной ? = 380 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 320⁰С (приложение 1, табл.1-3) составляет q^/₀ = 8520 Вт/м². При незначительном расхождении величин q^/ и q^/₀ дальнейшего уточнения расчета не требуется.

При толщине кладки 190мм задаемся температурой кожуха t^/₂=420⁰С Коэффициент теплопроводности

Тепловые потери через стенку ? = 190 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t^/₂ = 420⁰С составляет q^/₀ =15020 Вт/м², что весьма близко к значению q^/, то есть уточнения расчет не требует.

Для средней толщины среднего по высоте участка стены 0,75·380 = =285 мм расчетные удельные тепловые потери

Тепловые потери среднего участка стены

Для верхнего участка стены при толщине кладки задаемся температурой кожуха t^/₂ = 350⁰С. Коэффициент теплопроводности

Тепловые потери через стену толщиной 300 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t^/₂ = 350⁰С, q^/₀ = =10200 Вт/м² что близко к q^/, поэтому уточнения не требуется.

При толщине кладки 150 мм задаемся t^/₂ = 450⁰С, тогда

Тепловые потери через стенку толщиной 150 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t^/₂ = 450⁰С, q^/₀ = =17300 Вт/м² отличается от q^/ на 5% и уточнения не требует.

Для средней толщины верхнего участка стены 0,75·0,3 = 0,225 м = =225мм расчетные удельные тепловые потери

Тепловые потери верхнего участка стены

Суммарные тепловые потери стены

Рассчитываем тепловые потери через футеровку свода. В качестве материала футеровки свода предполагается использовать тот же магнезитохромитовый кирпич длиной 460 мм, что и для нижнего участка стены. Если принять расчетную температуру внутренней поверхности свода, как и для стены, t₁ = 1600⁰С, то удельные тепловые потери через футеровку свода должны быть такими же, как для нижнего участка стены. В этих условиях расчет потерь по существу сводится к определению расчетной поверхности футеровки свода, за которую принимается внешняя поверхность свода F_св.

Для сферического сегмента радиусом R и высотой h боковая поверхность равна

S = 2 ? R h = 2·3,14·8,0·1,4 = 70,5 м²

В нашем случае

R = 8+0,46 = 8,46 м; h = h_сфер = 1,4 м.

Тепловые потери свода при средней толщине огнеупорной кладки равной 0,75·460 = 345 мм, составляют:

Q_св = q_ср·S = 9760·70,5 = 690000 Вт = 690 кВт

Удельные тепловые потери через футеровку подины ниже уровня откосов определяются по следующим исходным данным: огнеупорная часть подины выполняется из пяти слоев магнезитового кирпича «на ребро» (5х115 = 575 мм) и набивки толщиной 125 мм из магнезитового порошка, замешанного на смеси смолы и пека. Для упрощения расчета коэффициент теплопроводности набивки принимается таким же, как для магнезитового кирпича. Для плотного магнезита марки МП - 89 (приложение 1, табл. 1-2)

?₁ = 13,8 - 7,6·10^-3t_ср.

Теплоизоляционная часть футеровки подины выполняется из четырех слоев легковесного шамота типа ШЛБ - 1,3 «на плашку» суммарной толщиной 260 мм. Коэффициент теплопроводности такого кирпича

?₂ = 0,5+ +0,36·10^-3t_ср.

Для определения удельных потерь принимаем температуру внутренней поверхности футеровки подины t₁ = 1600⁰С и задаемся в первом приближении температурой внешней поверхности футеровки t^/₃ = 200⁰С, а также температурой на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев футеровки t^/₂ = 1000⁰С.

При этих условиях

?^/₁ = 13,8 - 7,6·10^-3(1600+1000)/2 = 13,8 - 9,9 = 3,9 Вт/(м·⁰С);

?^/₂ = 0,5 + 0,36·10^-3(1000+200)/2 = 0,5 + 0,216 = 0,716 Вт/(м·⁰С).

Удельные тепловые потери в первом приближении

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 200⁰С q^/₀ = 3680 Вт/м². Это говорит о том, что при принятых в первом приближении ?^/₁ и ?^/₂ температура t₃ должна быть ниже предварительно принятой. Кроме того, сопоставление значений тепловых сопротивлений ?₁/?^/₁ = 0,1795 и ?₂/?^/₂ = 0,363 показывает, что перепады температуры в огнеупорном и теплоизоляционном слоях футеровки, пропорциональные тепловым сопротивлениям этих слоев, должны быть в отношении около 1:2, а в первом приближении перепады температур были приняты в отношении 1:1,33.

Поэтому для расчета удельных потерь во втором приближении принимаем температуру t^//₃ = 160⁰С и температуру t^//₂ = 1100⁰С.

При этих условиях

?^//₁ = 13,8 - 7,6·10^-3(1600+1100)/2 = 13,8 - 10,25 = 3,55 Вт/(м·⁰С);

?^//₂ = 0,5 + 0,36·10^-3(1100+160)/2 = 0,5 + 0,227 = 0,727 Вт/(м·⁰С).

Удельные тепловые потери во втором приближении

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t^//₃ = 160⁰С, q^//₀=2520 Вт/м², что незначительно отличается от значения q^//, поэтому уточнение расчета не требуется. Остается только проверить температуру на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев для того, чтобы убедиться, что на теплоизоляционном слое температура не будет превышать максимальной температуры его применения.

Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки

Интересующая температура t₂ = t₁ - ?t₁ = 1600 - 512 = 1088 ⁰C, что вполне допустимо для легковесного кирпича типа ШЛБ - 1,3.

Внешняя поверхность футеровки подины определяется следующим упрощенным способом.

Принимается, что эта поверхность состоит из двух поверхностей - поверхности F₁ сферического сегмента, равной внешней поверхности футеровки свода S, и цилиндрической поверхности F₂ диаметром D_к и высотой, равной полной высоте подины H_п за вычетом высоты сферического сегмента кожуха свода h_сфер-.

При этом допущении, которое не дает существенной погрешности в практическом расчете, внешняя поверхность футеровки пода составляет:

F_п = F₁ + F₂ = S + ? D_к(H_п - h_сфер) = 70,5 + 3,14 · 9,3(2,63 - 1,4) == 70,5 + 35,9 = 106,4 м².

Тепловые потери через футеровку подины

Q_п = q^// · F_п = 2600 · 106,4 = 276000 Вт = 276 кВт.

Искомые суммарные тепловые потери через футеровку

Q_ф = Q_ст + Q_св + Q_п = 995 +690 +276 =1961 кВт.

5. Определение тепловых потерь через рабочее окно

В дуговой печи потери через рабочее окно составляют заметную долю тепловых потерь. Это объясняется тем, что при значительных размерах оконного проема, принимаемых по условиям обслуживания печи, дверца рабочего окна выполняется водоохлаждаемой; кроме того, для защиты футеровки от разрушения окно обрамляется изнутри П - образной водоохлаждаемой коробкой. В этих условиях тепловые потери излучением через рабочее окно определяются средней температурой излучающей поверхности печной камеры и суммарной тепловоспринимающей поверхностью дверцы и коробки, причем эти потери существуют независимо от того, закрывает ли дверца оконный проем или же проем открыт; в последнем случае тепло в том же количестве излучается не на поверхность дверцы, а в окружающее пространство.

При расчете тепловых потерь излучением следует иметь ввиду, что при наличии водоохлаждаемого обрамления оконного проема коэффициент диафрагмирования отверстия должен приниматься равным 1,0.

Пример 4.

Определить тепловые потери излучением через рабочее окно с водоохлаждаемой дверцей дуговой сталеплавильной печи емкостью 300 т (рис.1).

Поверхность, воспринимающая излучение из печной камеры определяется приближенно

F_изл = (B + 2S)(h + s) = (1,6 + 2 · 0,15)(1,6 + 0,15) = 3,32 м².

Среднюю расчетную температуру излучающей поверхности печной камеры для периода расплавления примем равной t = 1450⁰C. По (приложение 1, табл. 1-4) при t = 1450⁰C удельные потери излучением составляют 410 кВт/м². Тогда тепловые потери излучением через рабочее окно

Q_изл = q_изд · F_изд = 410 · 3,32 = 1361 кВт

Полученное значение потерь излучением через рабочее окно составляет около 70% тепловых потерь через футеровку печи (см. пример 3). Для снижения потерь рекомендуется наносить на внутреннюю поверхность водоохлаждаемой дверцы небольшой по толщине (30-50мм) слой огнеупорной обмазке, за счет чего возможно уменьшить тепловые потери излучением через окно в 2-3 раза.



6. Тепловые потери с газами

Для определения тепловых потерь с газами необходимо на основании опытных данных знать среднее количество воздуха, подсасываемого в печь в различные периоды плавки.

В современных крупных сталеплавильных печах отсос газов обычно осуществляют через специальное отверстие в своде, а вытяжка запыленных газов в систему газоочистки производится мощными вентиляторами высокой производительности.

Зная ориентировочное количество подсасываемого в печь воздуха, можно определить тепловые потери с газами

(12)

где Q_г - расход тепла на нагрев газа, Вт (кВт);

q_г - расход газа, приведенным к нормативным условиям, кг/ч;

c_г - средняя удельная теплоемкость газа в диапазоне температур от t₀

до t_п;

t_п - рабочая температура печи, ⁰С;

t₀ - температура поступающего в печь газа, ⁰С.

Пример 5.

Определить тепловые потери с газами дуговой сталеплавильной печи емкостью 300т, если подсос холодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях = 10750 м³/ч.

Принимается t_ср выходящих из печи газов 1500 ⁰С, определяем среднюю удельную теплоемкость воздуха. По табл. 1-5 (приложение 1) удельная теплоемкость воздуха c_в при 0 ⁰С составляет 0,278, а при 1000 ⁰С - 0,354 Втч/(кг⁰С). Интерполируя данные табл. 1-5 получаем удельную теплоемкость воздуха при t_ср = (20+1500)/2 = 760 ⁰С:

Масса проходящего через печь воздуха

,

где ₀ = 1,293 кг/м³ - плотность воздуха при 0 ⁰С.

Искомые тепловые потери с газами

7. Тепловые потери в период межплавочного простоя

Во время межплавочного простоя тепловые потери дуговой печи складываются из потерь через футеровку; потерь излучения через окно; потерь с газами; потерь раскрытой печи при загрузке печи и при подвалке.

Первые две составляющие тепловых потерь в первом приближении можно принимать такими же, как и в период расплавления. Потери с газами в период межплавочного простоя обычно не превышает 50% аналогичных потерь периода расплавления. Это объясняется тем, что при отсутствии газовыделения внутри печи в этот период количество отсасываемых от печи газов существенно снижается, в результате чего существенно снижается и количество подсасываемого в печь воздуха.

Потери раскрытой под загрузку и подвалку печи обычно относят к неучтенным потерям, так как расчет их связан со значительными трудностями. В первый момент после раскрытия печи под загрузку или подвалку удельная мощность тепловых потерь излучением с внутренних поверхностей ванны и свода, имеющих температуру около 1500 ⁰С, составляет порядка 410 кВт/м². Применительно к размерам печи (рис.1) с суммарной поверхностью излучения 140 м² мощность излучения составляет 63000 кВт. Если бы температура излучающей поверхности сохранялась на уровне 1500 ⁰С в течении 5 минут (время, характерное для верхней механизированной загрузки), то за это время энергия излучения составила бы 4800 кВтч. В действительности же, поскольку при раскрытой печи мощность не выделяется, а температура внутренней поверхности быстро падает, вследствие невысокой температуропроводности огнеупорной кладки и мощность излучения также быстро уменьшается.

С учетом сказанного выше тепловые потери печи в период межплавочного простоя определяются следующим образом:

(13)

где Q_ф - потери через футеровку в период расплавления, кВт;

Q_изл - потери излучением через рабочее окно в период расплавления, кВт;

Q_в - потери печи с газами в период расплавления, кВт;

K_н - коэффициент неучтенных потерь, принимаемый в пределах 1,11,2.

Пример 6.

Определить мощность тепловых потерь в период межплавочного простоя дуговой печи емкостью 300т по данным примеров 3-5.

Коэффициент неучтенных потерь приравнивается равным 1,15. По (13) определяем искомые потери, используя полученные в предыдущих примерах: Q_ф, Q_изл, Q_в

8. Энергетический баланс периода расплавления

Суммарное количество электроэнергии, которую необходимо выделить в дуговой сталеплавильной печи в период расплавления, находится из выражения

(14)

где W_эл - суммарное количество электроэнергии, кВтч;

W_полезн - полезная энергия периода расплавления, кВтч;

W_экз - энергия экзотермических реакций в период расплавления,

кВтч;

_р - длительность периода расплавления, ч;

_пр - длительность периода межплавочного простоя, ч (если

предусмотрена дозагрузка величина _пр удваивается).

Пример 7.

Определить суммарное количество электроэнергии дуговой сталеплавильной печи емкостью 300т по данным примеров 3-6.

Для решении задачи необходимо задаваться тремя величинами входящими в (14): _р, _пр, W_экз.

У современных сверхмощных дуговой печей большой емкости длительность расплавления может быть принята равной 1,75 ^0,25 ч. Длительность межплавочного простоя для крупных печей находится в пределах 0,6-0,8 ч. Для нашего случая принимаем в расчете _пр= 40 мин = 0,667 ч.

Энергию экзотермических реакций периода расплавления можно оценить значением, приблизительно равным 20% полезной энергии периода расплавления.

По данным примера 2 полезная энергия периода расплавления составляет 129310 кВтч, тогда

искомое количество электроэнергии при _эл= 0,9 равно:

Удельный расход электроэнергии на 1т жидкого металла

Удельный расход электроэнергии на 1т металлической завалки

9. Определение мощности печного трансформатора

Мощность трансформатора дуговой сталеплавильной печи определяется по условиям расплавления, во время которого в печи расходуется наибольшая часть электроэнергии.

Средняя активная мощность, которую необходимо выделять в дуговой печи в период расплавления, определяется суммарным расходом электроэнергии и длительность расплавления «под током» (т.е. общей длительностью расплавления за вычетом времени, в течении которого печь не потребляет электроэнергии):

(15)

где _рт - длительность расплавления «под током», ч.

Зная среднюю активную мощность периода расплавления, можно определить необходимую кажущуюся мощность печного трансформатора S^/, кВА, из выражения

(16)

где K_исп - коэффициент использования мощности печного трансформатора

в период плавления;

Cos - средний коэффициент мощности дуговой печи в период

расплавления.

Для условий работы современных сверхмощных дуговых печей большой емкости средний коэффициент мощности в период расплавления находится в пределах 0,72-0,68.

Коэффициент использования мощности трансформатора в период расплавления учитывает невозможность работы печи в течении всего периода расплавления на максимальной мощности (в частности, ввиду опасности перегрева футеровки стен и свода длинными электродугами к концу расплавления), а также колебания вводимой в печь мощности за счет несовершенства системы автоматического регулирования мощности печи и за счет нестабильности напряжения питающей сети. При проектировании печей коэффициент K_исп обычно принимается в пределах 0,8-0,9.



Пример 8.

Определить мощность трансформатора дуговой печи емкостью 300т по данным примеров 3-7.

Принимая длительность расплавления под током _р.т= 1,5 ч определяет среднюю активную мощность печи в период расплавления.

принимая расчетные значения Cos = 0,7 и K_исп = 0,85, определяет необходимую кажущуюся мощность печного трансформатора

...