Проект модернизации двухванного сталеплавильного агрегата

2. Специальная часть

2.1 Определение требуемой температуры нагрева лома

Для определения требуемой температуры нагрева лома при условии его содержания в металлической части шихты до 50 %, необходимо составить материальный и тепловой балансы плавки двухванной печи для определения недостающего количества тепла для процесса.

2.1.1 Расчет материального баланса

Материальный баланс плавки в двухванной печи записывается в следующем виде

М1 + М2 + М3 + М4 + М5 + М6 = М7 + М8 + М9 + М10,	(1)

где М₁ - расход жидкого чугуна;

М₂ - расход металлического лома;

М₃ - расход известняка;

М₄ - количество футеровки, перешедшей в шлак;

М₅ - расход шлакообразующих материалов;

М₆ - расход технического кислорода;

М₇ - количество получаемой жидкой стали;

М₈ - количество образующегося шлака;

М₉ - количество выделяющихся газов;

М₁₀ - потери металла

Расчёт материального баланса ведётся на 1 т металлошихты.

Расход жидкого чугуна составляет 50 % или 500 кг/т металлошихты.

Расход металлического лома составляет 50 % или 500 кг/т металлошихты.

Количество футеровки, перешедшей в шлак 3 кг/т металлошихты.

Составляется таблица (таблица 6), в которой отражается средний состав шихтовых материалов, количество удаленных примесей, состав металла перед выпуском. Для расчетов необходимы данные о составе различных материалов, участвующих в шлакообразовании (таблица 7).

Средний состав шихты рассчитывается по уравнению

Сiср = Сiчуг (1 - d) + Сiлом •d,	(2)

где С_i^ср , С_i^чуг , С_i^лом - средняя массовая доля i - го компонента, а также его

массовая доля в чугуне и в ломе, %;

d - доля лома в металлической части шихты, 0,5.

Таблица 6 - Изменение состава при выплавке стали

Таблица 7 - Состав различных материалов принимающих участие в шлакообразовании

	Состав,%
	CaO	SiO2	Al2O3	MgO	S	CO2	H2O
1	2	3	4	5	6	7	8
Известняк	53	2	0,3	2	0,1	41,5	0,83
Футеровка	2,0	1,6	0,3	95	-	-	-
Загрязнения лома	-	65	35	-	-	-	-

Определение расхода известняка

Известняк вводится в шихту плавки в двухванной печи с целью получения шлака необходимой основности

	(3)

Источниками оксида кальция являются:

- материал футеровки двухванной печи (И₄);

- известняк (И₃).

Источниками оксида кремния являются:

- окисляющийся кремний чугуна и лома (К_1,2);

- кремнезем загрязнений металлического лома (К₂);

- кремнезем, содержащийся в известняке (К₃);

- кремнезем материала футеровки двухванной печи (К₄).

Поступит кремнезема из шихты за счет окисления кремния

	(4)

К_1,2 = кг

Кремнезем загрязнений металлического лома

,	(5)

где m - количество мусора в ломе, 1 %;

(SiO₂)₂ - количество кремнезема в мусоре, 65 %.

К₂ = 3,25 кг

Кремнезем, содержащийся в известняке

,	(6)

где (SiO₂)₃ - массовая доля оксида кремния в известняке, 2 %.

К₃ = 0,02М₃

Кремнезем материала футеровки

,	(7)

где (SiO₂)₄ - массовая доля оксида кремния в материале футеровки, 1,6 %.

К₄ = 0,05 кг

Поступит оксида кальция из известняка

,	(8)

где (CaO)₃ - массовая доля оксида кальция в известняке, 53 %.

И₃ = 0,53М₃

Поступит оксида кальция из материала футеровки

,	(9)

где (CaO)₄ - массовая доля оксида кальция в материале футеровки, 2 %.

И₄ = 0,06 кг

Основность шлака

	(10)

Отсюда расход известняка

кг

Определение количества шлака

Источниками шлака в процессе продувки ванны кислородом являются:

- окисление шлакообразующих компонентов шихты (Ш_1,2);

- загрязнения металлического лома (Ш₂),

- известняк, вводимый в печь (Ш₃),

- материал футеровки двухванной печи (Ш₄),

- оксиды железа (Ш₅).

Количество образующегося шлака

М8 = Ш1,2 + Ш2 + Ш3 + Ш4 + Ш5	(11)

Продукты окисления металлической части шихты

	(12)

кг

Загрязнения лома внесут в шлак

	(13)

кг

Известняк внесет в шлак

	(14)

кг

Материалы футеровки внесут в шлак

	(15)

кг

Оксиды железа внесут в шлак

	(16)

Таким образом, общее количество шлака

кг

Определение выхода жидкой стали

В процессе продувки расплава в двухванной печи масса жидкого расплава уменьшается за счет окисления углерода, кремния, марганца, фосфора, потери железа со шлаком в виде оксидов железа, и потери железа с пылью, выносами и выбросами.

Выход жидкой стали

	(17)

где e -массовая доля корольков железа в шлаке, 1 %;

b - количество окалины лома, 2 %;

m - количество загрязнений лома, 1 %;

М₁₁ и М₁₂ - потери металла с выносами и выбросами, 3 %.

Пыли выделяется 1 % от массы шихты, что соответствует М₁₀ = 10 кг

Или М₇ = 90,35 %

Определение расхода газообразного кислорода

Для процесса в двухванной печи основным источником кислорода для рафинирования расплава является технически чистый кислород, вдуваемый через фурмы в ванну, часть кислорода поступает из окалины металлолома. Кислород расходуется на окисление элементов шихты, окисление железа, переходящего в шлак, и небольшая доля кислорода теряется с плавильной пылью. Баланс кислорода записывается следующим образом

О1 + О2 =О3 +О4 +О5,	(18)

где О₁ - количество газообразного кислорода, поступающего на продувку;

О₂ - количество кислорода, поступающего из окалины скрапа;

О₃ - количество кислорода, необходимое на окисление примесей;

О₄ - количество кислорода, необходимое на образование оксидов железа, переходящих в шлак;

О₅ - количество кислорода, теряемое в виде плавильной пыли.

Количество кислорода, поступающее из окалины металлического лома

,	(19)

где М₂ - масса лома в шихте, 500 кг;

b - Количество окалины в ломе, 2 %;

(FeO)₂ и (Fe₂O₃)₂ - массовые доли оксидов железа в окалине, 30 и 70 %.

кг

Количество кислорода, необходимое на окисление элементов

	(20)

где з - доля углерода, окисляющегося до СО₂, 0,1.

Количество кислорода, необходимое на образование оксидов железа шлака

	(21)

кг

Количество кислорода, теряемое с пылью

,	(22)

где (Fe₂O₃) - массовая доля оксида железа в пыли, 100 %.

кг

Количество технического кислорода, вдуваемого в ванну

,	(23)

где - массовая доля кислорода в технически чистом кислороде,

99,5 %;

К - коэффициент усвоения кислорода, 0,9.

Баланс кислорода:

М₆ = 51,88 кг

Или м³

Определение количества отходящих газов

В процессе продувки в двухванной печи образуются газы:

- за счет окисления углерода шихты (Г₁);

- за счет разложения известняка (Г₃);

- азот и неусвоенный кислород технического кислорода (Г₆).

- азот донного дутья (Г₉)

Общее количество газов составит

М9 = Г1 + Г3 + Г6 + Г9	(24)

За счет окисления углерода шихты

	(25)

кг

За счет разложения известняка

	(26)

кг

Азот и неусвоенный кислород технического кислорода

	(27)

кг

Азот донного дутья Г₉ = 0,10 кг

Общее количество газов

кг

Материальный баланс плавки представлен в таблице 8.

Таблица 8 - Материальный баланс плавки в двухванной печи.

Приход	кг	%	Расход	кг	%
1	2	3	4	5	6
Чугун	500	44,43	Сталь	903,52	80,29
Металлолом	500	44,43	Шлак	89,43	7,95
Известняк	70,56	6,27	Газы	91,57	8,13
Кислород	51,88	4,61	Потери
Футеровка	3	0,27	С пылью	10	0,89
Азот донного дутья	0,10	0,01	С корольками в шлаке	0,89	0,08
	С выносами и выбросами	30	2,67
Итого	1125,49	100	Итого	1125,36	100

Расчет теплового баланса

Тепловой баланс плавки должен учитывать все источники тепла, тепло на нагрев металла и шлака и различные виды потерь тепла. Расчет теплового баланса ведется на тонну металлошихты.

Тепловой баланс плавки записывается в виде

Q1 + Q2 + Q3 + Q4 = Q5 + Q6 + Q7 + Q8 + Q9 + Q10,	(28)

где Q₁ - физическое тепло чугуна, МДж/т;

Q₂ - тепло экзотермических реакций, МДж/т;

Q₃ - тепло, выделяющееся при шлакообразовании, МДж/т;

Q₄ - физическое тепло лома, МДж/т;

Q₅ - энтальпия стали, МДж/т;

Q₆ - энтальпия шлака, МДж/т;

Q₇ - тепло, расходуемое на разложение известняка, МДж/т;

Q₈ - тепло, теряемое с отходящими газами, МДж/т;

Q₉ - тепло, теряемое с охлаждающей водой, МДж/т;

Q₁₀ - потери тепла через футеровку, МДж/т.

Приход тепла

1 Физическое тепло чугуна

Жидкий чугун, нагретый до температуры 1250 - 1400 ⁰С, вносит значительное количество тепла.

Энтальпия чугуна

	(29)

МДж/т

2 Тепло экзотермических реакций

Тепло от окисления углерода, кремния, марганца и фосфора

	(30)

МДж/т

	(31)

МДж/т

	(32)

МДж/т

	(33)

МДж/т

Тепло от окисления железа, переходящего в шлак в виде оксидов

	(34)

МДж/т

Тепло от окисления железа плавильной пыли

	(35)

МДж/т

Таким образом, тепло экзотермических реакций составляет

	(36)

МДж/т

3. Тепло шлакообразования

Тепло шлакообразования учитывает тепло, выделяющеесе при протекании реакций в шлаке

	(37)

и

	(38)

или

	(39)

МДж/т

	(40)

МДж/т

	(41)

МДж/т

Расход тепла

1 Энтальпия стали

	(42)

МДж/т

2 Энтальпия шлака (Q₆)

	(43)

МДж/т

Тепло, расходуемое на разложение известняка (Q₇)

Известняк разлагается по реакции

	(44)
	(45)

МДж/т

4 Тепло, теряемое с отходящими газами (Q₈)

,	(46)

где ?Н_i - энтальпия 1 м³ газа при температуре металла, МДж/м³;

V_i - количество выделяющегося газа, м³.

Оксид углерода унесет тепла

	(47)

МДж/т

Диоксид углерода унесет тепла

	(48)

МДж/т

Водяные пары унесут тепла

	(49)

МДж/т

Азот унесет тепла

	(50)

МДж/т

Неусвоившийся кислород унесет тепла

	(51)

МДж/т

Таким образом, отходящие газы унесут тепла

МДж/т

Тепло, теряемое с охлаждающей водой

В рабочем пространстве двухванной печи водой охлаждаются заслонки окон (расход воды по 1,67·10^-3 м³/с), змеевики столбиков (по 0,56·10^-3 м³/с), амбразура шлаковой летки (1,12·10^-3 м³/с) и кислородные фурмы (по 0,28·10^-3 м³/с). Принимая, что повышение температуры воды в водоохлаждаемом элементе не должно превышать 20 К, находим потери тепла с охлаждающей водой

,	(52)

где n - количество водоохлаждаемых элементов;

G_воды - расход воды, м³/с;

С_воды - теплоемкость воды, кДж/(м³•К);

ф - время теплового воздействия на водоохлаждаемый элемент, с;

?Т - разность температур выходящей и входящей воды, К.

Заслонки: 3·1,67·10^-3·4,187·10³·10800·20 = 4531·10³ КДж

Змеевики: 6·0,56·10^-3·4,187·10³·10800·20 = 3038,75·10³ КДж

Амбразура: 1·1,12·10^-3·4,187·10³·10800·20 = 1012,92·10³ КДж

Фурмы: 3·0,28·10^-3·4,187·10³·10800·20 = 759,69·10³ КДж

Q_охл = (4531 + 3038,75 + 1012,92 + 759,69)·10³ = 9342,36·10³ КДж = 9,34 ГДж = 31,13 МДж/т

Рамы завалочных окон и пятовые балки свода имеют испарительное охлаждение. Принимая расход химически очищенной воды на каждый элемент 0,11·10^-3 м³/с, найдем общий расход воды:

Рамы завалочных окон: 3·0,11·10^-3 = 0,33·10^-3 м³/с

Пятовые балки передней стенки: 3·0,11·10^-3 = 0,33·10^-3 м³/с

Пятовые балки задней стенки: 3·0,11·10^-3 = 0,33·10^-3 м³/с

Всего: 0,99·10^-3 м³/с

Считая, что выход пара составляет 90 % (0,89·10^-3 м³/с), найдем потери тепла с испарительным охлаждением

Суммарные потери тепла с охлаждающей водой составят

	(53)

Q₉ = 31,13 + 70,97 = 102,1 МДж/т

Потери тепла через футеровку

Потери тепла через футеровку рассчитываются для каждого элемента рабочего пространства печи и затем суммируются

	(54)

Потери тепла через свод (Q_св)

,	(55)

где д - толщина свода, м;

ф - продолжительность плавки, ч;

Т₁, Т₂ - температуры внутренней и наружной поверхности, ⁰С;

F - поверхность свода;

л - коэффициент теплопроводности для периклазошпинелидного кирпича.

л = 4,1 - 0,0017Т	(56)

л = 4,1 - 0,0017·1550 = 1,465 Вт/(м·К)

Толщина свода берется средней за кампанию печи

,	(57)

где д₁ - толщина нового свода, 0,46 м;

д₂ - толщина свода в конце кампании, 0,14 м.

м

Площадь поверхности свода

F = Lсв·Lв,	(58)

где L_в - длина ванны, 10,4 м;

L_св - длина дуги свода, м.

,	(59)

где и - центральный угол свода, 100°;

R - радиус закругления свода, м.

, (60)

где Е - ширина ванны, 6,75 м;

Н - высота свода печи, 4,21 м;

b - расстояние от центра ванны до центра свода, 0,5 м;

в - угол наклона передней стенки к вертикали, 10°.

м.

Таким образом м F = 9,72 · 10,4 = 101,1 м²

МДж = 22,22 МДж/т

Потери тепла через заднюю стенку рабочего пространства (Q_ЗС)

,	(61)

где д - средняя толщина стены, м.

С учетом износа футеровки за время кампании на 40 % м

Коэффициент теплопроводности магнезитовой кладки

	(62)

м

Высота задней стенки

, (63)

где б - угол наклона задней стены к горизонтали, 45°.

м

Таким образом

МДж = 2,33 МДж/т

Потери тепла через переднюю стенку рабочего пространства (Q_ПС)

,	(64)

где L₂ - длина простенков.

,	(65)

где n - количество рабочих окон, 3;

c - ширина рабочего окна, 1,8 м

м

д_ср = 0,8 м.

Высота передней стены

	(66)

м

Таким образом

МДж = 1,31 МДж/т

Потери тепла через крышки рабочих окон (Q_К)

,	(67)

где л - коэффициент теплопроводности хромопериклазового кирпича

	(68)

Вт/(м · К)

Таким образом

МДж = 8,53 МДж/т

Потери тепла через под (Q_П)

Тепловые потери через наружную поверхность пода для ванны, садкой 300 т равны 9000 Дж/м². Площадь пода в нашем случае равна

S = LВ · Е	(69)

S = 10,4 · 6,75 = 70,2 м²

Таким образом

МДж = 2,11·10^-3 МДж/т

Итак суммарные потери тепла через футеровку составят

Q₁₀ = 22,22 + 2,33 + 1,31 + 8,53 + 2,11·10^-3 = 34,39 МДж/т

Тепловой баланс плавки представлен в таблице 9.

Таблица 9 - Тепловой баланс плавки в двухванной печи

Приход тепла	Мдж/ т шихты	%	Расход тепла	Мдж/ т шихты	%
1	2	3	4	5	6
Физическое тепло чугуна	642,7	35,59	Энтальпия стали	1318,46	63,79
Тепло экзотермических реакций	845,65	43,28	Энтальпия шлака	198,71	12,33
Тепло шлакообразования	31,66	1,65	Тепло, расходуемое на разложение известняка	118,59	8,43
			Тепло, теряемое с отходящими газами	156,89	8,82
			Тепло, теряемое с охлаждающей водой	102,1	4,96
			Потери тепла через футеровку	34,39	1,67
Итого	1520,01	100	Итого	1929,14	100

Нехватка тепла составляет 409,13 МДж/т

Таким образом, для того, чтобы компенсировать нехватку тепла, необходимо подогреть лом до среднемассовой температуры

	(70)

°С.

Однако тепла отходящих газов недостаточно для нагрева лома до такой температуры, поэтому для компенсации нехватки тепла отходящих газов будем подавать воздух для дожигания СО. СО окисляется до СО₂ по реакции

	(71)

Тепловой эффект реакции составляет 12645 кДж/м³, недостающее количество тепла для нагрева лома 252,24 МДж/т, таким образом необходимо дожечь 19,95 м³/т СО, для чего необходимо подать 47,52 м³/т воздуха.

2.2 Особенности сталеплавильного процесса с завалкой лома в жидкую ванну

Одним из способов улучшения энергетики сталеплавильной ванны, устранения холодного начала плавления, уменьшения окисления железа в шлак при продувке холодной ванны кислородом может быть переход на полную или частичную завалку лома в жидкую ванну.

При таком процессе шихта состоит из шлакообразующих материалов (извести или известняка, окалины, железной руды или агломерата), лома и жидкого чугуна. В завалку дается известь (или известняк) в количестве достаточном для получения шлака с основностью около 2. После завалки сыпучих материалов заливается жидкий чугун, который может иметь любой состав и температуру. Желательно, чтобы температура была как можно более высокой, а содержание кремния в чугуне не менее 0,5 - 0,6 %.

После разогрева ванны до 1550 °С начинают завалку лома в жидкую ванну с такой скоростью, чтобы температура ванны не падала ниже температуры плавления лома (1480 - 1500 °С).

2.2.1 Особенности плавления лома в перегретом расплаве

Интенсификация сталеплавильных процессов невозможна без ускорения плавления лома, которое, в частности, может быть получено при увеличении температуры расплава.

Вопросы плавления лома весьма существенны в сталеплавильном производстве и поэтому привлекали внимание многих исследователей. В двухванной печи при работе по классической технологии происходит плавление предварительно подогретого лома в расплаве с высокой концентрацией углерода и температурой ниже температуры плавления лома. В этом случае происходит по существу не плавление, а растворение лома в железо-углеродистом расплаве, и поэтому большую роль играют процессы диффузии углерода в поверхностный слой кусков лома.

В процессах с завалкой лома в жидкую ванну характерен другой случай, когда холодный лом плавится в перегретом железо-углеродистом расплаве с температурой выше температуры плавления лома. При высоких температурах, по-видимому, роль диффузии углерода, как довольно медленного процесса, будет уменьшаться и главную роль приобретут нагрев и собственно плавление лома, т. е. тепловые процессы. Это видно по резкому уменьшению времени плавления при приближении температуры расплава к температуре плавления лома /13/.

В работе /13/ были поставлены опыты по плавлению образцов ст. 3 диаметром 20 и длиной 30 мм в ванне лабораторной дуговой электропечи. Образцы погружались в расплав на определенное время; величина расплавившейся части определялась путем взвешивания остатка. Эксперименты проводились без шлака, окисление углерода в момент опыта практически отсутствовало.

Отличие в поведении образцов в перегретом расплаве с разным содержанием углерода (разной величиной перегрева над линией ликвидус) заключается, главным образом, в величине намерзающей корочки и времени ее расплавления. Если за начальный момент принять время расплавления корочки, то кривые изменения массы образцов для разного содержания углерода в ванне, но одинаковой температуры расплава практически сливаются в одну, т.е. получается, что собственно плавление образца не зависит от содержания углерода в ванне, а определяется только тепловыми процессами. Диффузия углерода в поверхностном слое, по-видимому, не играет существенной роли.

Толщина корочки расплава на поверхности образца и время её расплавления в сильной степени зависят от содержания углерода в расплаве, вернее от перегрева расплава над линией ликвидус. Чем меньше перегрев расплава, тем легче охладить его слои, прилегающие к образцу, и тем толще образовавшаяся корочка.

Скорость собственно плавления после расплавления намерзшей корочки как и время плавления определяется в основном температурой расплава.

Суммарное время плавления образца, начиная от момента погружения, зависит и от температуры расплава (уровня теплоотдачи к поверхности образца) и от перегрева расплава над линией ликвидус за счет влияния этого перегрева на толщину и время расплавления намерзшего на поверхности лома слоя.

Влияние содержания углерода в расплаве, во всяком случае при большом количестве углерода, обеспечивающем достаточно высокий перегрев над линией ликвидус (более 50 °С) на время плавления холодных образцов незначительно.

Интенсивность плавления в очень сильной степени зависит от величины коэффициента теплоотдачи, определяемого перемешиванием ванны. Определенную роль играет также и усиление массообмена с ростом перемешивания ванны пузырьками газа.

Рассчитать теоретически время плавления лома только по температуре расплава невозможно и приходится задаваться или пользоваться экспериментальными значениями коэффициента теплоотдачи б как в начальный период до момента нагрева поверхности основного образца до температуры плавления, так и в основной период собственно плавления.

Время нагрева поверхности куска лома до температуры плавления возможно рассчитать, используя существующие зависимости и номограммы для граничных условий III рода при известном (заданном) коэффициенте теплоотдачи б, учитывающем тепловое сопротивление намерзшего слоя.

После достижения на поверхности куска лома Т_пл процесс плавления идет при постоянном тепловом потоке через поверхность куска, так как разность между Т_р и Т_пл остается неизменной. Для этого случая можно воспользоваться решением, полученным Н.П. Свинолобовым и И.Д. Семикиным. Однако поток в момент плавления неизвестен и поэтому приходится полагать, что он равен среднему тепловому потоку за период нагрева куска лома.

Время расплавления одиночного куска лома в большой степени зависит от температуры расплава и коэффициента теплоотдачи, уменьшаясь с увеличением этих параметров.

Для оценки верности допущенных предположений был проведен эксперимент. С помощью радиоактивных изотопов было изучено плавление стальных цилиндров во время опытных плавок скрап-кислородного процесса на 650-т печах завода им. Ильича.

Было проведено три опыта, результаты которых приведены в таблице 10.

Таблица 10 - Время расплавления образцов

Образец	Тр, °С	[С], %	хС, %/ч	Время расплавления, мин
Длина, мм	Диаметр, мм	Толщина стенки, мм
280	125	51	1500	2,3	0,74	8,25
280	125	51	1510	1,8	0,67	8,5
200	200	85	1500	0,85	0,80	10,33

Исходя из предположения, что диффузия углерода в поверхностный слой плавящегося лома при температурах расплава выше 1500 °С не играет значительной роли, что коэффициент теплоотдачи к поверхности лома величина постоянная, что куски лома имеют форму цилиндра (или шара) была построена математическая модель сталеплавильной ванны при плавлении лома в перегретом расплаве /13/. Основные уравнения модели характеризуют изменение температуры металла и лома, величину намерзающей корочки и изменение радиуса плавящегося куска лома. Изменение температуры жидкой ванны определяется

,	(72)

где q - теплоусвоение ванны, Вт/м²;

q_О2 - окислительная способность атмосферы печи, кг/(м²•ч);

S - площадь пода, м²;

Т - вместимость печи, т;

в - степень усвоения кислорода;

б - коэффициент теплоотдачи к поверхности лома, Вт/(м²•град);

Т_м(ф) - температура жидкого металла, °С;

Т_пл(ф) - температура поверхности лома, °С;

С_м и С_шл - теплоемкости металла и шлака, Дж/(кг•град);

b и d - доли чугуна в шихте и шлака;

f₀ и f(ф) - начальная величина и величина расплавившейся части порции лома;

r₀ и r(ф) - начальный и текущий радиусы кусков лома;

с - плотность лома, кг/м³.

Прогрев цилиндра (или шара) характеризуется дифференциальным уравнением

,	(73)

где а - коэффициент температуропроводности лома, м²/ч.

Намерзание и плавление корочки расплава может быть найдено

, (74)

где y - толщина намерзающей на поверхности лома корочки расплава, мм;

Q_скр - скрытая теплота плавления лома, Дж/кг;

Т_S.1 - температура расплава, °С.

Линейная скорость плавления лома определяется

,	(75)

где Т_S.2 - температура лома, °С.

Расчет времени плавления цилиндров, диаметром 125 мм, в ванне двухванной печи по разработанной динамической модели с помощью ЭВМ, показывает, что хорошее совпадение получается при коэффициенте теплоотдачи 15 - 18 кВт/(м²·град).

Расчет линейной скорости и времени плавления лома

Режим плавления лома, в значительной степени зависящий от размеров его кусков, влияет не только на температуру ванны, но и на процессы шлакообразования, обезуглероживания и десульфурации металла.

Теоретический анализ и прогнозирование длительности плавления лома в жидком расплаве весьма сложны. Это обусловлено непрерывным изменением значений решающих факторов (содержание углерода, температура плавления поверхности) по ходу плавки.

При температура расплава ниже температуры ликвидуса малоуглеродистого лома его плавление происходит лишь после некоторого науглероживания поверхностного твёрдого слоя в результате диффузии углерода из объёма расплава в направлении к этому слою. Такой режим называют «диффузионным плавлением».

Точные результаты расчётов линейной скорости плавления лома можно получить, если учитывать полные балансы тепла и углерода в элементарном жидком слое на границе расплав-металл. Тепло, получаемое от жидкого расплава твёрдым ломом, расходуется на нагрев его до температуры плавления и на его плавление. В /14/ предложены следующие уравнения мгновенных балансов тепла и массы углерода (на 1 м² поверхности) при расплавлении слоя лома толщиной dx за время d

	(76)
	(77)

где б - коэффициент теплоотдачи в жидкой ванне, Вт/(м^{2 .} K);

Т_ж, Т_пов, - температуры жидкого расплава и поверхности лома соответственно, °С;

[C]_ж, [C]_пов, [C]_лом - концентрации углерода в объеме расплава, поверхностном жидком слое и ломе соответственно, % масс.

с_лом, с_ж, - плотность твёрдого лома и жидкого расплава соответственно, кг/м³;

q_скр - скрытая теплота плавления лома, Дж/ кг;

С_ж - теплоёмкость жидкого металла, Дж/(кг•К);

в_[C] - коэффициент диффузии углерода в жидкой ванне, м/с.

На основе уравнений (76) и (77) получаем выражения для расчёта линейной скорости плавления лома в диффузионном режиме

	(78)
,	(79)

где х_х - линейная скорость плавления лома, м/с

Для расчёта используется линейная зависимость Т_пов от [C]_пов

	(80)

При расчете были приняты следующие значения параметров, определяющих скорость плавления лома б = 15 кВт/(м^{2 .} K), в_[C] = 2•10^-4 м/с, [C]_ж = 4,6 %, [C]_лом = 0,2 %, Т_ж = 1400 °С, q_скр = 272 Дж/кг, С_ж = 0,84 кДж/(кг•К), с_ж = 7000 кг/м³, для длинных блюмов с_лом = 7800 кг/м³, для пресс-пакетов с_лом = 2200 кг/м³, Т_пов = 500 °С.

Таким образом, подставляя выражение (80) в уравнение (78) и приравнивая правые части уравнений (78) и (79), так как равны их левые части получаем квадратное уравнение относительно [C]_пов

[C]2пов + 53,833[C]пов - 108,139 = 0	(81)

Откуда [C]_пов = 1,9.

Таким образом, по формуле (79) линейная скорость плавления лома в диффузионном режиме равна 1,1•10^-4 м/с для блюмов и 3,9•10^-4 для пресс-пакетов.

В нашем случае температура расплава Т_ж выше температуры ликвидуса лома, поэтому он будет плавиться независимо от наличия или отсутствия углерода в жидкой фазе. Массовая скорость плавления лома в этом случае описывается уравнением

	(82)

где б = л/д_Т - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м²•К);

л - теплопроводность расплава, Вт/(м•К);

д_Т - толщина теплового пограничного слоя, м;

S - поверхность куска лома, м²;

q_скр - скрытая теплота плавления лома, Дж/кг;

С_ж - теплоемкость жидкого металла, Дж/(кг•К).

Учитывая, что dM_лом = dV_лом • с_лом = dx • S • с_лом, получаем уравнение для расчета линейной скорости плавления прогретого лома

	(83)

где с_лом - плотность лома, кг/м³;

х = х_нач - ?х;

х_нач - половина начальной толщины пластины (радиус цилиндра или шара), м;

?х - толщина расплавленной части лома, м.

По формуле (83) линейная скорость плавления подогретого лома в тепловом режиме, то есть когда лом плавится независимо от наличия или отсутствия углерода в жидкой фазе, равна 1,2•10^-3 м/с для блюмов и 4,2•10^-3 м/с для пресс-пакетов.

В таблице 11 представлен расчет времени расплавления лома в зависимости от его типа.

Таблица 11 - Время плавления лома

Режим плавления	Тип лома	Размеры лома	Линейная скорость плавления, м/с	Время расплавления, мин
Диффузионное плавление холодного лома	Длинные блюмы	0,4 х 0,4 х 1	1,1 • 10-4	34,85
	Пресс-пакеты	0,4 х 0,6 х 1	3,9 • 10-4	11,97
Плавление подогретого лома	Длинные блюмы	0,4 х 0,4 х 1	1,2 • 10-3	3,19
	Пресс-пакеты	0,4 х 0,6 х 1	4,2 • 10-3	1,11

По результатам данного расчета можно сделать вывод, что линейная скорость и, соответственно, время расплавления лома при диффузионном режиме на порядок меньше, чем при плавлении лома в перегретом расплаве, что подтверждает целесообразность завалки лома в жидкую ванну.

Определение темпа и времени завалки лома в жидкую ванну

Темп завалки лома определяется количеством тепла, выделяющимся в ванне при окислении углерода кислородом продувки и атмосферы печи. Единовременные присадки лома должны быть таковы, чтобы температура ванны не снижалась ниже температуры плавления лома.

При расчете принимаем, что 85 % кислорода расходуется на окисление углерода и 15 % на окисление железа.

Составляем тепловой баланс ванны.

Приход тепла.

1 От горения углерода за счет кислорода продувки

, кДж/(т • ч)	(84)

где 5230 - тепловой эффект окисления углерода, кДж/кг О₂;

х_О2 - интенсивность продувки, м³/(т•ч);

в - степень усвоения кислорода.

От горения углерода за счет атмосферы печи

, кДж/(т • ч)	(85)

где 6710 - тепловой эффект окисления углерода, кДж/кг О₂;

q_О2 - окислительная способность атмосферы печи, кг О₂/(м²•ч);

S - площадь пода, м²;

Т - вместимость печи, т.

От горения железа

, кДж/(т • ч)	(86)

где 22750 - тепловой эффект окисления железа, кДж/кг О₂.

Расход тепла.

1 На нагрев металла и шлака тепло не расходуется, т.к. считаем, что средняя температура ванны остается на уровне 1550 ⁰С.

2 На плавление лома и его нагрев до температуры 1550 ⁰С

, кДж/(т • ч),	(87)

где i_м = 1350 кДж/кг

Из уравнения теплового баланса определяем

	(88)

кг/(т • ч).

Отсюда время завалки

	(89)

ч.

Таким образом, время плавки в двухванной печи по разработанной технологии составит приблизительно 3,5 часа.

2.3 Теплотехнический расчет нагрева лома

Расчет нагрева лома будем производить с учетом использования в завалке блюмов и пресс-пакетов. Для удобства расчетов пресс-пакеты и блюмы могут быть заменены цилиндрами с бесконечной длиной, при этом эквивалентный радиус вычисляется по выражению

,	(90)

где b, c - размеры кусков металлолома, м.

В расчетах приняты следующие размеры составляющих металлозавалки: блюмы 0,4 х 0,4 м (R = 0,23 м), пресс-пакеты 0,4 х 0,6 м (R = 0,28 м).

Теплофизические свойства металлолома приведены в таблице 12.

Таблица 12 - Теплофизические свойства металлолома

Тип лома	л, Вт/(м·К)	с, кг/м3	См, Дж/(кг·К)	а, м2/с
Блюмы	40	7800	700	7,33 · 10-6
Пресс-пакеты	20	2200	700	1,29 · 10-5

Тепло отходящих газов передается металлолому излучением и конвекцией. Величина удельного теплового потока излучением (Вт/м²) от газа к металлу определяется по следующему выражению

, (91)

где е_г, е_л - степень черноты газа и металлолома;

Т_г - температура газа, °С;

Т_л - температура лома, °С.

Степень черноты поверхности металлолома принимаем е_л = 0,9..

Степень черноты отходящих газов е_г рассчитываем по содержанию СО₂ и Н₂О в отходящих газах, определяя по номограммам /15/ степень черноты СО₂ и Н₂О, а также поправочный коэффициент.

Таблица 10 - Состав отходящих газов ДСА.

Химический состав, %
СО2	О2	СО	N2
20	1	6	73

Степень черноты отходящих газов

	(92)

где - степень черноты СО₂;

- степень черноты Н₂О;

в - поправочный коэффициент.

С учетом содержания в отходящих газах пыли, обладающей высокой излучательной способностью увеличиваем е_г до 0,2.

Т_г = 1750 °С, Т_л = 20 °С, тогда

q_изл = 186,703 кВт/ м².

Коэффициент теплоотдачи излучением

,	(93)

 = 108 Вт/(м²·К)

Коэффициент теплоотдачи конвекцией найдем по эмпирическим формулам с использованием критериев подобия для случая вынужденной конвекции.

	(94)

где Nu - критерий Нуссельта;

б - коэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/(м²·К);

х - характерный размер системы (ширина камеры), м;

л - теплопроводность газа, Вт/(м·К);

Re - критерий Рейнольдса;

Pr - критерий Прандтля.

Критерий Рейнольдса определяется по формуле

,	(95)

где - скорость газа, м/с;

- коэффициент кинематической вязкости газа, м²/с.

Критерий Прандтля, коэффициент кинематической вязкости газа и его теплопроводность выбираются из справочной литературы /15/ для соответствующих условий.

Pr = 0,51; =344,9 · 10^-6 м²/с; л = 16,94 · 10^-2 Вт/(м·К).

Тогда Re = 0,142 · 10⁶, откуда Nu = 314.

Таким образом Вт/(м²·К).

Тогда суммарный коэффициент теплоотдачи

	(95)

Вт/(м² • К)

Найдем критерий Био

,	(96)

где б - суммарный коэффициент теплоотдачи, 123 Вт/(м² • К);

R - эквивалентный радиус, м;

Для пресс-пакетов: Bi = 1,72 ? 0,25;

Для блюмов: Bi = 0,71? 0,25

Таким образом, мы можем применить методику расчёта нагрева термически массивных тел. Расчет нагрева термически массивных тел производится с использованием зависимостей при граничных условиях III рода

	(97)
	(98)

Найдем критерий Фурье для различных видов лома

,	(99)

где а - коэффициент температуропроводности лома, 0,06 м²/ч - для пресс-пакетов, 0,03 м²/ч - для блюмов.

ф - время нагрева лома, ч.

Время нагрева лома принимаем исходя из рассчитанного в пункте 2.2.3 темпа завалки лома 70 мин или 1,17 ч.

Для пресс-пакетов: Fo = 0,90;

Для блюмов: Fo = 0,66

Для найденных значений Bi и Fo по номограммам /15/ определим температурный критерий для поверхности и центра нагреваемого лома.

Для пресс-пакетов: и_пов = 0,25; и_ц = 0,33

Для блюмов: и_пов = 0,35; и_ц = 0,48.

Откуда:

Для пресс-пакетов: Т_пов = 1318 єС; Т_ц = 1179 єС

Для блюмов: Т_пов = 1145 єС; Т_ц = 920 єС

Среднемассовая температура определяется по формуле

	(100)

где К_t - коэффициент, учитывающий форму тела, для цилиндра он равен 2.

Таким образом для пресс-пакетов Т_ср = 1249 єС, а для блюмов Т_ср = 1033 єС.

Для обеспечения среднемассовой температуры лома 1168 єС необходимо иметь в составе завалки 63 % пресс-пакетов и 37 % блюмов.

Для оценки термического КПД, определим температуру отходящих газов на выходе из камеры нагрева

	(101)

где С_м - теплоемкость лома, 0,7 кДж/(кг·К);

М_м - масса лома, 150 т;

и - температура подогретого и холодного лома соответственно,

1168 єС и 20 єС;

С_г - теплоемкость отходящих газов, 1,88 кДж/(м³·К);

V_г - объем отходящих газов, 70000 м³;

- начальная температура отходящих газов, 1750 єС.

= 800 єС.

Таким образом термический КПД составляет 54 %.

2.4 Технологические аспекты использования донной продувки мартеновской ванны нейтральным газом

Принцип технологии донной продувки мартеновской ванны диспергированным потоком нейтрального газа заключается в следующем:

- азот или аргон подается через группу продувочных локальных зон, рассредоточенных в подине печи вдоль ее продольной оси, что обеспечивает плотность дутья в каждой из зон от 2 до 11 м³/ч на 1 м² площади подины;

- дисперсность направляемого в расплав снизу газового потока задается путем его подачи под давлением через систему дутьевых устройств (диаметр выходных сопел 1 - 3 мм) и через слой укрывающего огнеупорного пористого материала, составляющего 0,5 - 0,8 обшей толщины подины;

- интенсивность общего потока изменяется по ходу плавки в пределах от 0,013 до 0,15 м³/ч на 1 м² площади подины расплава (например, для 200-т печи она составляет 2,6 - 30 м³/ч); интенсивность дутья увеличивают по мере накопления расплава в ванне, а при полном расплавлении шихты -- в зависимости от изменения тепловой мощности факела, увеличивая расход газа от 0,09 до 0,45 м³/ч на каждый 1 МВт повышения мощности;

- суммарный расход дутья за полный цикл плавки поддерживают на уровне не менее 0,4 м³/т, увеличивая его при уменьшенном содержании углерода по расплавлении шихты;

- предусматривается уменьшение интенсивности продувки в направлении движения факела при сохранении обшей интенсивности дутья.

Система продувки снабжена современным набором коммуникаций автоматического управления и контроля параметрами дутья ...