Интенсивность выделения пузырей СО определяется скоростью протекания реакции обезуглероживания, которая состоит из трех основных стадий:

1 Массопереноса (диффузии) реагентов - кислорода и углерода - к месту реагирования.

2 Акта химической реакции.

3 Зарождения и выделения образующегося продукта реакции - пузырей СО.

Лимитирующей стадией процесса обезуглероживания является, как правило, первая стадия массопереноса (молекулярная диффузия) реагентов - углерода и кислорода - к месту реакции.

В зависимости от текущей концентрации углерода реализуется либо внешнедиффузионное (по кислороду), либо внутридиффузионное (по углероду) лимитирование процесса.

В области повышенных концентраций углерода (более [С]_крит) процесс лимитируется доставкой кислорода (внешнедиффузионное лимитирование), при концентрации углерода ниже [С]_крит процесс уже вступает в лимитирование массопреносом.

Критическая концентрация углерода [C]_Крит является той концентрацией, при которой происходит смена лимитирующих звеньев.

На I-ой стадии процесса (внешнедиффузионное лимитирование) скорость обезуглероживания остается постоянной и независимой от текущей концентрации углерода и определяется интенсивностью подачи кислорода . При достижении критической концентрации углерода [C]_крит происходит смена лимитирующих звеньев процесса - обезуглероживание вступает в область лимитирования массопереносом углерода. На II-ой стадии отмечается линейная зависимость скорости обезуглероживания от концентрации углерода /14/.

2.5.1 Расчет мощности перемешивания ванны ДСА пузырьками СО

Мощность перемешивания ванны пузырями СО при кипении определяется как работа изотермического расширения газа и в соответствии с /20/ определяется уравнением

,	(102)

где N_СО - мощность перемешивания СО, кВт;

Р_ат - атмосферное давление, 10⁵ Па;

V_CO - объем образующихся в единицу времени пузырей CO, м³/мин;

Т - температура металла, К;

Н₀ - высота слоя металла над фронтом зарождения пузырей СО, м;

с_Ме - плотность жидкой стали, 7000 кг/м³.

Для оценки N_СО обычно предполагают Н₀ равной половине глубины ванны, допуская равномерность зарождения пузырей СО как на поверхности и в реакционной зоне, так и в глубине ванне, т.е. для нашего случая

м.

Величины V_СО рассчитываются для I и II-ой стадии процесса обезуглероживания по уравнениям

для I-ой стадии

	(103)

для II-ой стадии

,	(104)

где - удельная интенсивность продувки ванны кислородом, 7000 м³/ч = 116,67 м³/мин.

Результаты расчета представлены в таблице 12 и на рисунке 10.

Таблица 12 - Мощность перемешивания ванны ДСА пузырями СО

Время продувки, мин	Температура, К	Содержание [C], %	Объем СО, м3/мин	Мощность перемешивания, кВт
0	1673	2,4	0	0
10	1690	2,2	109,17	578,242
20	1707	2	109,17	584,059
30	1725	1,8	109,17	590,218
40	1742	1,6	109,17	596,034
50	1760	1,4	109,17	602,193
60	1777	1,2	109,17	608,010
70	1794	1	109,17	613,826
80	1812	0,8	109,17	619,985
90	1830	0,6	109,17	626,144
100	1847	0,4	109,17	631,961
110	1865	0,3	40,94115	239,309
120	1882	0,2	27,2941	160,994
130	1895	0,1	13,64705	81,053



Рисунок 10 - Изменение мощности перемешивания пузырьками СО по ходу продувки

2.5.2 Расчет мощности перемешивания ванны ДСА струей кислорода

Мощность перемешивания ванны за счет воздействия кислородной струи, истекающей из фурмы, в соответствии с /14/ в случае расположения сопла над уровнем металла определяется уравнением

,	(105)

где G_Г - секундный расход газа;

L₀ - начальная кинетическая энергия струи газа массой 1 кг на выходе из сопла, равная энергии ее адиабатического расширения;

?L - потери энергии струи на изотермическое расширение и проталкивание в металле.

Это уравнение относится к случаю продувки ванны при условии, что сопло кислородной фурмы расположено на уровне или ниже уровня металла.

В случае расположения сопла над уровнем поверхности ванны струя кислорода на своем пути смешивается с окружающими газами, расходуя на этот процесс часть своей энергии.

Согласно /14/ в уравнение вводится величина ?L_пот, учитывающая потери энергии струи на этот процесс.

Мощность перемешивания ванны при этом определяется уравнением

	(106)

При кислородной продувке ассимиляция кислорода сопровождается поглощением энергии, которой обладает струя в конце участка погружения. Величина этой энергии численно равна работе Архимедовых сил, которую совершают пузыри кислорода при всплывании с глубины погружения при условии, что газ не ассимилируется ванной и не изменяет своего объема при всплывании. Учитывая это, а также принимая во внимание, что ?L_пот при продувке кислородом вследствие его ассимиляции равна нулю, имеем

	(107)

В соответствии с /14/ на перемешивание ванны струей кислорода расходуется около 20 - 25% начальной энергии струи; остальная энергия расходуется на преодоление выталкивающих сил (5 - 10%) и потери при неупругом ударе (70 - 75%).

Величина L₀ определяется уравнением

	(108)

где ц_С - коэффициент, учитывающий суммарные потери скорости газов в сопле, 0,96;

Т - температура кислорода перед соплом, 293 К;

М_г - молекулярная масса газа, кг/моль;

m - показатель адиабаты, 1,4 для кислорода;

k - постоянная Больцмана, 8,3 кДж/(моль•К);

Р₀ - атмосферное давление, 0,1 Мпа;

Р₁ - давление кислорода перед соплом, 1,2 МПа.

Изменение энергии струи по длине связано с изменением осевой скорости выражением

	(109)

Величина Т₀ учитывается параметрами неизотермичности

	(110)

После соответствующих преобразований получим уравнение

,	(111)

где - интенсивность продувки ванны кислородом, 116,67 м³/мин;

Н - высота фурмы над уровнем металла, 1,9 м;

d₀ - диаметр сопла, 0,045 м;

в - коэффициент динамики струи, 6.

кВт.

2.5.3 Расчет мощности перемешивания ванны ДСА пузырями аргона при продувке через пористую подину

В комбинированных процессах, помимо N_CO и N_стр, появляется N_Ar - мощность перемешивания ванны за счет поднимающихся пузырей аргона (или азота). В расчете принимаем интенсивность продувки ванны инертным газом 100 л/мин на один продувочный узел, так как сталеплавильная ванна оборудована двумя продувочными узлами, то общий расход инертного газа будет равен 200 л/мин или 0,2 м³/мин. Мощность перемешивания ванны аргоном будем рассчитывать по уравнению В.С. Кочо /20/, принимая глубину зарождения пузырей, равную глубине ванны

,	(112)

где Р_атм - атмосферное давление, 10⁵ Па;

V_Ar - интенсивность продувки, 200 л/мин = 0,2 м³/мин;

Т - температура металла, К;

Н₀ - глубина ванны, 1,9 м;

с_Ме - плотность жидкой стали, 7000 кг/м³

Результаты расчета представлены в таблице 14.

Суммарная мощность перемешивания ванны ДСА определяется из выражения

	(113)

Результаты расчета суммарной мощности перемешивания представлены в таблице 15 и на рисунке 11.

Таблица 13 - Мощность перемешивания ванны ДСА нейтральным газом

Время продувки, мин	Температура, К	Интенсивность продувки, м3/мин	Мощность перемешивания, кВт
0	1673	0,2	1,746
10	1690	0,2	1,764
20	1707	0,2	1,782
30	1725	0,2	1,800
40	1742	0,2	1,818
50	1760	0,2	1,837
60	1777	0,2	1,855
70	1794	0,2	1,872
80	1812	0,2	1,891
90	1830	0,2	1,910
100	1847	0,2	1,928
110	1865	0,2	1,946
120	1882	0,2	1,964
130	1895	0,2	1,982

Таблица 14 - Суммарная мощность перемешивания ванны ДСА

Время продувки, мин	Температура, К	Суммарная мощность перемешивания, кВт
1	2	3
0	1673	99,150
10	1690	677,402
20	1707	683,239
30	1725	689,418
40	1742	695,254
50	1760	701,433
60	1777	707,270
70	1794	713,096
80	1812	719,275
90	1830	725,454
100	1847	731,291
110	1865	338,659
120	1882	260,363
130	1895	180,433

Рисунок 11 - Сопоставление мощностей перемешивания при обычном процессе и при процессе с продувкой ванны инертным газом: ряд 1 - обычный процесс; ряд 2 - с продувкой инертным газом

Для количественной оценки изменения скорости окисления углерода сопоставим суммарную мощность перемешивания с мощностью перемешивания пузырями СО

,	(114)

где 0,389 - коэффициент пересчета массы С на СО;

М_м - масса металла, т;

L_изот - работа изотермического расширения пузыря СО, Дж/кг;

и - скорость окисления углерода при обычном процессе и при донной продувке металла инертным газом, %/мин.

Из выражения (114) видно, что соотношение мощностей перемешивания аналогично соотношению скоростей окисления углерода. Результаты расчета приведены в таблице 15 и на рисунке 12.

Таблица 15 - Соотношение скоростей окисления углерода

[C], %	, %/мин	, %/мин
0,1	0,001	0,002
0,2	0,005	0,008
0,3	0,01	0,014
0,4	0,02	0,023
0,6	0,02	0,023
0,8	0,02	0,023
1	0,02	0,023
1,2	0,02	0,023
1,4	0,02	0,023
1,6	0,02	0,023
1,8	0,02	0,023
2	0,02	0,023
2,2	0,02	0,023
2,4	0,02	0,023

Рисунок 12 - Изменение скорости окисления углерода: ряд 1 - обычный процесс; ряд 2 - с продувкой инертным газом

Из полученных данных видно, что по сравнению с мощностью перемешивания ванны пузырями СО мощность перемешивания пузырями аргона незначительно, однако роль донной продувки металла аргоном существенна, т.к. она улучшает тепло- и массообменные процессы в ванне и создает благоприятные термодинамические условия для интенсификации реакции обезуглероживания, т.к. пузыри аргона сами по себе являются активными центрами для выделения СО.

3. Безопасность жизнедеятельности и охрана окружающей среды

При проведении технологического процесса в мартеновском цехе на всех стадиях обработки полупродукта наблюдается наличие опасных и вредных факторов. Для обеспечения безопасных условий труда необходим анализ опасных и вредных производственных факторов и разработка защитных устройств.

3.1 Объемно-планировочные решения зданий и сооружений цеха

Череповецкий металлургический комбинат размещен с подветренной стороны по отношению к жилому массиву на расстоянии 1 км от последнего. На территории санитарной зоны не размещаются жилые, подсобные и обслуживающие помещения.

Размещение производственных и вспомогательных зданий и транспортных путей спланировано с учетом санитарно-гигиенических требований. Промежутки между производственными и вспомогательными цехами на территории превышают высоту самого высокого здания, что обеспечивает естественное освещение и проветривание и противопожарную безопасность. Цехи с вредными выделениями расположены с подветренной стороны по отношению к другим зданиям. Склады материалов, пылящих и выделяющих в атмосферу вредные вещества, расположены на расстояниях более 50 метров от остальных строений.

Здания бытовых строений расположены на расстоянии 400 - 800 м от проходных. Приблизительно 20 % территории предприятия озеленено.

Мартеновский цех ОАО “Северсталь” расположен на расстоянии 1.5 км от жилого массива с подветренной стороны. Размер санитарно-защитной зоны соответствует нормативу, который должен составлять 1 км. Господствующее направление ветров направлено от жилого массива.

Мартеновский цех спроектирован с чередованием холодных и горячих пролетов. В пролетах предусмотрены аварийные площадки и лестницы. По периметру наружных стен цеха, на кровле, предусмотрено ограждение высотой 1 м, а для доступа на крышу пожарные лестницы, расположенные по периметру здания с интервалом 150 м.

На крыше предусмотрены светоаэрационные фонари с вертикальным остеклением.

Длина мартеновского цеха составляет 810 м, ширина 67,5 м, высота 27,3 м. В цехе одновременно трудятся около 180 человек. Расстояние от пульта управления до мартеновских составляет 25 м, что обеспечивает безопасную работу обслуживающего персонала.

Печной пролет предназначен для выплавки стали. Его ширина составляет 27,5 метров, а длина 810 метров. В пролете размещены 12 печей, из которых 2 - ДСА емкостью 600 т. каждая, а остальные - мартеновские различной емкостью от 250 т до 600 т. Пролет оснащен заливочными кранами, завалочными машинами, чугуновозными ковшами, бункерами для подсыпки порогов, торкрет машинами.

Площадь печного пролета составляет 22275 м², общий объём равен 608107 м³. Таким образом, на одного рабочего приходится около 120 м² площади и около 3000 м³ объёма здания, что удовлетворяет требованиям санитарных норм. Согласно СНИП П-89-90 /21/ объем помещения приходящийся на одного человека не менее 15 м³, площадь не менее 4,2 м².

3.2 Расчет аэрации

Исходя из категорий выполняемых в цехе работ в соответствии с требованиями санитарных норм, в таблице 16 приведены параметры воздушной среды для рабочей зоны.

Системы вентиляции и охлаждения предназначены для обеспечения оптимальных параметров рабочей среды.

Работы проводимые в цехе относятся к работам средней тяжести категории 2б /22/.

Таблица 16 - Значения параметров воздушной среды в рабочей зоне производственных помещений мартеновского цеха

Категория работ по тяжести	Температура воздуха, °С	Относительная влажность, %	Скорость движения воздуха,м/с	Температура воздуха вне постоянных рабочих мест, °С
Тёплый период года
2б	20 - 22	40 - 60	0,2	21 - 23
Холодный период года
2б	17 - 19	40 - 60	0,3	12 - 19

Условленные параметры воздушной среды рабочей зоны производственных помещений для различных периодов года обеспечивается регулированием системы вентиляции и естественной аэрации. На кровле зданий устанавливается аэрационный фонарь с вертикальным остеклением, оборудованный ветрозащитными панелями.

В принудительном отоплении помещения цех не нуждается в следствии присутствия источников избыточного тепла.

Расчет аэрации производственных помещений.

Тепловыделение от открытых поверхностей печей рассчитывается по формуле

Q = n(Qк + Qиз),	(115)

где n - количество печей;

Qк - теплоотдача с поверхности конвекцией, Вт;

Qиз - теплоотдача с поверхности излучением, Вт.

Теплоотдача с поверхности конвекцией определяется по формуле

Qк = к(Ти - Тв)F,	(116)

где _к - коэффициент теплоотдачи, Вт / (м²с);

Ти - температура поверхности источника тепловыделений, °С;

Тв - температура окружающего воздуха, °С;

F - площадь теплоотдающей поверхности, м².

Коэффициент теплоотдачи рассчитывается по формуле

к = 2,5(Ти - Тв)0,25,	(117)

где б_к - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м²с);

Т_и--температура поверхности источника тепловыделений, °С;

Т_в -- температура окружающего воздуха, °С.

_к = 2,5(100 - 21)^0,25 = 7,45 Вт/(м²с);

Q_к = 7,45(100 - 21)784 = 461,42 кВт.

Теплоотдача с поверхности излучением рассчитывается по формуле

Qиз = прС0[(Ти/100)4 - (Тв/100)4]F,	(118)

где _пр -- приведённая степень черноты;

С₀ - коэффициент излучения абсолютно черного тела, Вт/(м²*Т⁴).

Q_из = 0,755,675[(373/100 )⁴ - (294/100)⁴]784 = 396,61 кВт

Согласно формуле (35)

Q = 1(461,42 + 396,61); Q₁ = 858,03 кВт.

Наряду с поступлением в цех теплоты одновременно происходит и её потеря через наружные ограждения цеха, определение которой производится по формуле:

Qр = 70Fбс ,	(119)

где F_бс - площадь боковых стен в пределах рабочей зоны, м².

Площадь боковых стен равняется произведению их длины на высоту

F_бс = 3027,3 = 819,0 м²

Теперь по формуле определим величину Q_р

Q_р = 70819,0 = 57,33 кВт

Разность между общей величиной тепловыделений и величиной теплопотерь характеризует величину избыточной теплоты Q_изб, воздействующую на изменение температуры воздуха в производственном помещении

Q_изб = 858,03 - 57,33 = 800,7 кВт

Можно сделать вывод о наличии в цехе избыточной теплоты, в связи с чем системы отопления в цехе не предусматриваются.

Для удаления избыточного тепла в производственном помещении существует естественная и механическая вентиляция. Естественная вентиляция пролетов осуществляется аэрацией.

Исходные данные

- размеры рабочей площадки возле печи (длина А = 30 м, ширина

В = 20 м);

- количество тепловыделяющего оборудования n = 1;

- размеры тепловыделяющего оборудования

длина а = 30 м;

ширина в = 8 м.

- высота с = 4 м;

- тепловыделения от источника Q_i = 858,03 кВт;

- тепловые потери через ограждающие конструкции Qп = 57,33 кВт;

- температура наружного воздуха t_н = 21°С;

- параметры приточных проемов:

- отметка центра проемов h₁ = 1,5 м;

- тип L₁ = 2;

- угол открытия створок ₁ = 60°;

- параметры вытяжных проемов:

- отметка центра проема h₂ = 30 м;

- тип L₂ = 3;

- угол открытия створок ₂ = 60°;

- разность температур воздуха рабочей зоны и приточного воздуха

t_р.з. = 3 °С.

Решение

1 Температуру воздуха рабочей зоны t_р.з. определяем по формуле

tр.з. = tн + tр.з.	(120)

2 Конвективные тепловыделения источника определим по формуле

Qк = 0,5Qi	(121)

Q_к = 858,030,5 = 429,01 кВт

Расстояние от полюса тепловой струи до середины вытяжных проемов Zp рассчитываем по формуле

Zр = Zb + Zn,	(122)

где Z_b - расстояние от верха источника теплоты до отметки h₂, м.

Z_n - расстояние от полюса струи до верха источника теплоты, м.

Расстояние от полюса струи до верха источника теплоты определим как произведение диаметра источника теплоты d на коэффициент полюсного расстояния Кпр, определяемый по формуле

,	(123)

где F_пола - площадь помещения, м;

f_i - проекция верхних граней каждого источника, м².

К_пр = 1,6= 2,17

Величина Z_n

Zn = dКпр	(124)

Z_n = 2,1712,63 = 27,4 м

Расстояние от верха источника теплоты до отметки h₂ (Z_b) будет равно 30 - 12 = 18 м.

По формуле (42) определим величину Z_p

Z_p = 28 + 27,4 = 55,4 м

Найдем избыточную температуру воздуха на высоте Z_p в струе конвективной теплоты источника t_с по формуле

tс = 0,7	(125)

t_c = 0,7 = 7,6•10^-8 °С

Избыточная температура уходящего воздуха t_с будет равна

tу = tр.з. + tс ,	(126)

t_у = 3,0

Температуру уходящего воздуха определяется по формуле

tу = tн + tу ,	(127)

t_у = 21 + 3,0 = 24,0 °С

3 Определяем среднюю температуру воздуха по высоте помещения t_в по формуле

tв = 0,5(tр.з. + tу),	(128)

t_в = 0,5(24,0 + 24,0) = 24,0 °С

Соответствующие температурам t_п, t_b и t_у плотности воздуха будут равны

_п =1,200 г/м³; _b = 1,188 г/м³; _у = l,188 г/м³.

4 Перепад давлений между приточными и вытяжными проемами р найдем по формуле

р = g(н - b) (h2 - h1),	(129)

где g - ускорение свободного падения, м/с.

р = 9,81(1,200 -1,188) (30 -1,5) = 3,36 Па

5 Избыток теплоты Q_изб равен 800,7 кВт. Найдем массовый расход воздуха Gn, необходимый для ассимиляции Q_изб по формуле

Gn = ,	(130)

где С_p--теплоемкость воздуха, Дж/(мольК).

G_n = = 222,42

6 По зависимости коэффициентов приточных _n и вытяжных _b проемов от угла раскрытия створок ₁ и ₂ определяется, что _n = 0,560 и _b = 0,495.

7 Перепад давлений от полюса струи до верха источника теплоты р_n и перепад давлений от верха источника теплоты до отметки h₂ (р_b) по формулам соответственно

рn = 0,4р ,	(131)
рb = 0,6р ,	(132)

р_n = 0,43,36 = 1,34 Па

р_b = 0,63,36 = 2,02 Па

8 Площади приточных Fn и вытяжных Fb проемов определяются по формулам соответственно

Fn = ,	(133)
Fb = ,	(134)

F_n = = 135,30 м²

F_b = = 101,96 м²

9 При устойчивой работе вытяжки отношение произведения Fn_n к произведению Fb_b должно находиться в пределах от 1,2 до 1,3. В нашем случае оно составляет 1,5. Уменьшим угол раскрытия приточных створок ₁ до 45°. При этом _n уменьшится до 0,40 и отношение произведения Fn_n к произведению Fb_b станет равно 1,27.

3.3 Расчет освещения

В МЦ ОАО “Северсталь” применяется как искусственное, так и естественное освещение, что способствует созданию нормальных условий труда. Нормы освещённости в цехе в зависимости от разряда зрительных работ приведены в таблице 17.

Таблица 17 - Нормы освещённости в цехе

Степень точности зрительных работ	Разряд зрительных работ	Освещение искусственное общее, лк	Освещение совмещенное комбинированное, %
Работа со светящимися материалами в горячих цехах	VII	200	1,8

Естественное освещение осуществляется через световые проёмы в стенах. Искусственное освещение необходимо для проведения работ в тёмное время суток и в местах без достаточного освещения. Для создания необходимого уровня освещённости в цехе применяются светильники типа ДРЛ (дуговые ртутные лампы ДРЛ-2000, мощность 2000 Вт и световым потоком 130000 лм.). Уровень освещённости должен быть равен 200 лк. Необходимое количество светильников рассчитывается по формуле

Nсв = ,	(135)

где Е_н - нормированное значение освещённости, лк;

S - площадь освещаемого помещения, м²;

z - коэффициент минимальной освещенности, 1,2;

k - коэффициент запаса, 1,5;

Ф_л - световой поток одной лампы, лк;

N - количество ламп в светильнике;

- коэффициент использования светового потока.

Определим индекс помещения

,	(136)

где А и В - длина и ширина помещения,м;

Н_р - высота подвеса светильника над рабочей поверхностью, м.

С учетом того, что высота мартеновского цеха равна 27,3 м, принимаем Н_р = 26 м.

В соответствии с полученным идексом помещения определяем коэффициент использования светового потока = 0,7.

Таким образом

N_св = = 216

Итак, чтобы обеспечить необходимый уровень освещённости рабочей зоны, в цехе нужно установить 216 светильников типа ДРЛ-2000.

3.4 Санитарно-бытовые помещения

Для удовлетворения санитарных и бытовых нужд работающих предусмотрены специальные помещения. Состав санитарно-бытовых помещений определяется на основании санитарной характеристики производственных процессов в цехе и в соответствии с нормативами.

Санитарно-бытовые помещения во избежание воздействия вредных факторов, расположены в пристройке к зданию цеха. Величина площадей санитарно-бытового и административного назначения приведена в таблице

Таблица 18 - Площади помещений санитарно-бытового и административного назначения

Назначение расчетной площади	Наименование бытовых устройств	Норма площади на одного человека, м2	Количество человек	Всего площади,м2
1 Гардеробные	Двойной закрытый шкаф (0,5 х 0,4 м), одинарный закрытый шкаф (0,5 х 0,3 м)	1,1	416	458
2 Душевые	Открытая душевая кабина (0,9 х 0,9 м), закрытая душевая кабина (1,8 х 0,9 м), скамейки для переодевания (0,3 х 0,4 м)	1,5	416	624
3 Умывальные	Умывальник (1 кран на 5 чел.)	1,3	416	108
4 Уборные	Один унитаз на 30 человек	1,08	416	15
5 Помещение для отдыха в рабочее время	Индивидуальная кабина (1,8 х 1,2 м)	2,16
6 Устройство питьевого водоснабжения	Один кран на 100 человек	0,11	416	5
7 Помещение для обеспылевания одежды	Воздушный компрессор	0,2	416	83

Здание столовой, здравпункт и кабинет техники безопасности расположены вне цеха.

3.5 Анализ потенциально опасных и вредных факторов производственной среды

В соответствии с классификацией ГОСТ 12.0.003-74 /23/ проведён анализ потенциально опасных и вредных производственных факторов (таблица 19).

Таблица 19 - Потенциально опасные и вредные производственные факторы

Выполняемая операция	Агрегат, Оборудование	Опасные и вредные факторы (ГОСТ 12.0.003-74)	Нормируемое значение
1	2	3	4
Подготовка шихты к плавке, завалка лома	Завалочные машины, краны, ПДСА	Движущиеся машины и механизмы Повышенная запыленность и загазованность воздуха рабочей зоны (пыль - 10 мг/м3; Fe3O4 = 14 %) Повышенный уровень шума на рабочем месте (105 дБ по шкале А) Повышенный уровень инфракрасной радиации 500 Вт/м2	6 мг/м3 95 дБА 140 Вт/м2
Заливка чугуна	Заливочный кран, чугуновозный ковш	Незащищенные подвижные элементы производственного оборудования Повышенная запыленность воздуха рабочей зоны (8 мг/м3; Fe3O4 = 18 %) Опасный уровень напряжения в электрической цепи, замыкание которой может произойти через тело человека (I = 10 А, f = 50 Гц, U = 380 В)	6 мг/м3 30 А
Выплавка стали	ПДСА	Повышенная температура воздуха рабочей зоны (38 °С) Повышенная запыленность и загазованность воздуха рабочей зоны (СО - 30 мг/м3, пыль - 14 мг/м3, CaO = 86 %, Fe3O4 = 14 %)	При кат. 2б 22 °С 6 мг/м3
Выпуск полупродукта	Сталеразливочный ковш	Движущиеся машины и механизмы Повышенная температура поверхности оборудования, материалов (50 - 60 °С) Повышенная температура воздуха рабочей зоны (38 °С)	45 °С При кат. 2б 22 °С
Внепечная обработка стали	Сталеразливочный ковш	Движущиеся машины и механизмы Повышенная температура поверхности оборудования, материалов (50 - 60 °С) Повышенная температура воздуха рабочей зоны (38 °С) Повышенная запыленность воздуха рабочей зоны (пыль - 10 мг/м3, CaO = 80 %)	45 °С При кат. 2б 22 °С 6 мг/м3
Разливка стали	Разливочные краны, состав изложниц	Движущиеся машины и механизмы Повышенная температура поверхности оборудования, материалов (50 - 60 °С) Повышенная температура воздуха рабочей зоны (38 °С)	45 °С При кат. 2б 22 °С

3.6 Меры защиты от выявленных опасных и вредных факторов производственной среды

В таблице 20 предусмотрены меры защиты от опасных и вредных факторов производственной среды в соответствии с ГОСТ 12.0.003-74.

Таблица 20 - Меры защиты от опасных и вредных факторов

Опасный или вредный производственный фактор (по ГОСТ 12.0.003-74)	Проектируемое защитное устройство, его тип	Параметры защитного устройства, эффективность	Место установки устройства
Незащищенные подвижные элементы производственного оборудования; передвигающиеся изделия, заготовки, материалы	Защитное ограждение из стальных прутков Предупреждающие сигналы Разметка разной краской опасных объектов	D = 10 мм L = 1,5 м	Ось I - V
Опасный уровень напряжения в электрической цепи, замыкание которой может пройти через тело человека	Защитный выключатель (автомат) и защитное заземление	R = 4 Ом L = 3 м n = 40 D = 10 мм	Ось IV - V
Повышенная запыленность и загазованность воздуха рабочей зоны	Местная вытяжная вентиляция и вытяжной зонд	2 м х 2 м N = 2,7 кВт	Оси I - II, III - IV
Повышенная температура воздуха рабочей зоны	Теплозащитный экран	2 м х 2 м х 5 мм	Ось I - IV
Повышенный уровень шума на рабочем месте	Звукоизолирующий кожух	S = 5 м2	Ось II - III
Повышенный уровень тепловых излучений в рабочей зоне	Теплозащитный экран	2 м х 3 м х 3 мм Полированный алюминиевый лист	Ось II - III

3.7 Инженерная разработка мер защиты от повышенного уровня теплового излучения в рабочей зоне

Исходные данные

температура экранируемой поверхности Т₁ = 1200 К;

температура воздуха рабочей зоны Т₂ = 297 К;

кладка печи закрыта стальными листами (₁ = 0,8);

материал экрана - полированный алюминиевый лист (₂ = 0,2).

Решение

1 Определим приведенную степень черноты А по формуле

	(137)

= 0,19

2 Искомая температура экрана Т₀ определяется по формуле

(138)

К или 35 °С

Вывод: Полученная температура экрана 35 °С удовлетворяет требованиям санитарных норм СНиП 245-71, согласно которым температура оборудования на рабочих местах не должна превышать 45 °С.

3.8 Разработка мер пожаро- взрывобезопасности

Оценка вероятностей наступления опасных ситуаций (пожара и взрыва) является в настоящее время нормированным требованием, так как ГОСТ 12.1.010 - 76 требует, чтобы вероятность возникновения взрыва на любом объекте не превышала в течение года 10^-6 , или (при технической нецелесообразности достижения этого параметра) чтобы вероятность возникновения опасных факторов пожара на персонал на превышала этого значения. Согласно ГОСТ 12.1.004 - 91 уровень предотвращения воздействия опасных факторов пожара на людей должен быть не менее 0,999999, а допустимый уровень воздействия опасных факторов, превышающих предельно допустимые значение, не более 10^-6 на каждого человека в год.

В комплекс противопожарных мероприятий входят предупреждение возникновения пожара, ограничение распространения огня при возникновении пожара, создание условий для успешной эвакуации людей из горящего здания и обеспечение условий для быстрой локализации и тушения пожара.

С целью предупреждения пожаров и ограничения распространения огня предусматривается требуемая огнестойкость зданий.

Категория производства: пожароопасное, тип Г (негорючие вещества и материалы в горячем, раскаленном и расплавленном состоянии, процесс обработки которых сопровождается выделением лучистого тепла, искр и пламени).

В качестве строительных материалов и конструкций применяются несгораемые и трудно сгораемые изделия. Здания и сооружения сооружены из несгораемых материалов. Эвакуационные пути обеспечивают эвакуацию всех людей в течение необходимого времени. Допустимое расстояние от наиболее удалённого места до ближайшего эвакуационного выхода не ограничивается для данной категории производства и степени огнестойкости здания. Продолжительность тушения пожара не должна превышать трёх часов.

Расчётный расход воды на наружное пожаротушение здания объёмом 608107 м³ (класс - более 400000 м³) составляет 25 л/сек или при продолжительности тушения 3 часа -- 270 м³ (соответсвенно необходим резервуар такой мощности).

Тушение возникающих пожаров предусматривается пеновоздушной смесью, для получения которой в цехе предусмотрена специальная насосная станция. Для обнаружения пожаров помещения оборудуются датчиками, реагирующими па повышение температуры. Сигнал от датчиков поступает в помещение дежурного персонала и в помещение насосной станции для автоматического включения насосов. Включение системы автоматического пожаротушения может производиться вручную.

При анализе опасных и вредных производственных факторов разработаны защитные устройства. В результате обеспечены безопасные условия труда при проведении технологического процесса в мартеновском производстве на стадиях выплавки, обработки, разливки полупродукта.

4. Экономика и организация производства

4.1 Расчет годового объема производства стали

Производственная мощность и годовой объем производства мартеновских и двухванных печей определяется по формуле

ПМ=РфТф,	(139)

где Р_ф - производительность агрегатов в фактические сутки;

Т_ф - годовой фонд фактического времени работы, сутки.

ТФ = ТК - ТХП - ТГП = ТНОМ - ТГП,	(140)

где Т_НОМ - номинальное время работы печей;

Т_К - календарное время;

Т_ХП и Т_ГП- длительности холодных и горячих простоев соответственно.

Расчётная производительность печи в фактические сутки определяется по каждой группе марок стали по формуле

,	(141)

где 60 - коэффициент перевода времени суток из часов в минуты;

Т_i - нормативная длительность технологического процесса выплавки i-той группы марок стали (средняя продолжительность плавки), мин;

G_i - масса задаваемой в агрегат металлошихты, т;

К_р.i - коэффициент расхода металлошихты на 1 т годной стали i-й группы.

Средняя суточная производительность сталеплавильных агрегатов вычисляется по формуле

, (142)

где a_i - доля производства стали i-й группы марок в общем объеме производства, %;

m - количество групп марок стали.

В мартеновском цехе ОАО «Северсталь» выплавляют рядовую, качественную, низколегированную и легированную сталь.

С учетом указанных формул в таблице 21 представлен расчёт годовой производительности цеха.

Таблица 21 - Расчет годовой производительности мартеновских печей

Показатели	Мартеновская печь №9	Мартеновская печь №10	ДСА №4	Всего
Календарное время года, сутки	365	365	365	1095
Холодные простои, сутки	41,335	36,767	21,255	99,357
Номинальное время, сутки	323,665	328,233	343,745	995,643
Горячие простои, сутки	143,27	121,48	164,699	429,449
Фактическое время, сутки	180,395	206,753	179,046	566,194
Среднее время плавки, ч	11,2	11,067	3
Средняя масса плавки, т	554,4	554,4	275,1
Суточная производительность, т	1188	1202,277	4401,6
Годовая производительность, тыс. т	214,309	248,574	788,089	1250,972

В настоящее время производительность мартеновского цеха составляет 929,037 тыс. тонн стали в год. Следовательно, в связи с реконструкцией произойдет увеличение годового объема производства стали на 321,935 тыс. тонн. Таким образом, двухванная печь, работающая с годовой производительностью 788,089 тыс. т может выплавлять весь рядовой сортамент ЭСПЦ, себестоимость которого на 400 руб выше.

4.2 Режим работы цеха и график выходов

Для каждой группы рабочих определяется средняя продолжительность отпуска и рассчитывается баланс рабочего времени. При непрерывном производстве в основных металлургических цехах для производственных рабочих и дежурного персонала применяется непрерывный четырехбригадный график с восьмичасовым рабочим днём при четырехдневной рабочей неделе. Для ремонтного персонала и вспомогательных рабочих используется режим работы с пятидневной рабочей неделей. В балансе рабочего времени определяют номинальное (НВ) и фактическое (ФВ) время работы по формулам

НВ = КВ - ПВ - ВД ФВ = НВ - ВН,	(143)

где КВ--календарное время;

ПД--праздничные дни;

ВД--выходные дни;

ВН--время невыходов.

Примерный баланс времени работы одного рабочего приведен в таблице 22.

В дополнение к балансу рабочего времени, представленному в таблице 22, для каждого режима работы и графика выходов рассчитываются

1 Количество часов на одного рабочего в год за номинальное время работы. При непрерывном четырехбригадном графике оно составит 365•3/4•8=2190 часов;

2 Количество отрабатываемых часов в ночное, вечернее время и праздничные дни. Ночным считается время с 22 до 6 часов утра, вечерним - от начала вечерней смены, с 15 или 16 часов до 22 часов.

В непрерывном производстве количество ночных часов равно 1/3 всех отработанных часов (1/3•1290 = 730), вечерних - 7/8 или 6/8 от числа ночных смен, в зависимости от начала вечерней смены (если принять начало вечерней смены в 15 часов, то вечернее время равно 730•7/8 = 638 часов).

3 Переработка графика (ч/год). Определяется по сравнению с нормативной продолжительностью рабочего времени (без учета отработанного праздничного времени).

Если число праздничных дней в году 10, то для непрерывного производства при 40-часовой рабочей недели переработка графика составляет (365 - 10)•8•3/4 - (365 - 10)•40/7 = 101ч/(чел•год).

Таблица 22 - Примерный баланс времени работы одного рабочего

Элементы баланса	Режим работы, сут
	Непрерывный четырехбригадный график	Пятидневная рабочая неделя
Календарное время	365	365
Выходные дни	91	104
Праздничные дни	-	10
Номинальное время	274	251
Невыходы: - отпуск - выполнение государственных обязанностей - по болезни	24 2 4	20 2 3
Фактическое время	244	226
Коэффициент списочности	1,123	1,111
Количество невыходов по отношению к фактическому времени, %: - очередной отпуск и выполнение государственных и общественных обязанностей - по болезни	10,66 1,64	9,73 1,33

4.3 Штаты рабочих

При расчете штатов в начале определяется сменный расстановочный штат, т.е. число рабочих по всем участкам производства, которые должны быть заняты в течение одной смены. Сменный расстановочный штат для дежурного персонала, ремонтного персонала, а также вспомогательных рабочих приводятся в расчете общей численности и рассчитываются в процентах от расстановочного штата производственных рабочих. Полный расстановочный штат определяется в зависимости от принятого графика выходов. Так для производственных рабочих при четырехбригадном графике работы он определяется умножением на четыре (таблица 23).

Таблица 23 - Штаты рабочих цеха

Группы рабочих	Средний тарифн разряд	Сменный расстанов штат	Полный расстанов штат	Резерв на невыходы на работу	Списочная числен
				Всего	По болезни
1.Производствен В том числе по участку	7	61	244	30	4	274
Шихтовое отделение		12	48	6	1	54
Миксерное отделение		3	12	1	0	13
Печной пролет		18	72	9	1	81
Участок печи-ковша		10	40	5	1	45
Разливочный пролет		18	72	9	1	81
2. Дежурный персонал	7	12	48	6	1	54
3. Ремонтный персонал	6	27	27	3	0	30
4. Вспомогательные	5	13	13	1<...

Подобные документы

• Теплотехнический расчет энерготехнологического агрегата для печи по выплавке медных анодов

  Описание конструкции агрегата: газохода, рекуператора. Характеристика и принцип работы тепловой работы агрегата. Расчет процесса горения природного газа, вертикального газохода, металлического трубчатого петлевого рекуператора для нагрева воздуха.
  
  курсовая работа [496,5 K], добавлен 24.02.2012
  

• Двухванные печи

  Конструкция и принцип работы двухванной сталеплавильной печи. Недостатки двухванных печей. Примерный расчет двухванной сталеплавильной печи. Физическое тепло стали. Топливный расчет. Материальный балланс. Расчет теплот сгорания, теплообменники.
  
  курсовая работа [358,9 K], добавлен 29.10.2008
  

• Расчёт индукционной канальной печи для плавки цинка

  Классификация печей литейного производства, общая характеристика индукционной канальной печи. Расчет индукционной канальной печи для плавки цветных сплавов (а именно, цинка и его сплавов). Описание работы спроектированного агрегата, техника безопасности.
  
  курсовая работа [441,8 K], добавлен 02.01.2011
  

• Кислородно-конвертерная плавка при переделе обыкновенных чугунов

  Состав чугуна, лома и стали. Особенности определения температуры металла в конце продувки. Методика расчета материального и теплового балансов плавки. Понятие и сущность основности конечного шлака в зависимости от показателей дефосфорации и десульфурации.
  
  курсовая работа [260,3 K], добавлен 27.02.2010
  

• Измерение температуры свода электросталеплавильных печей

  Классификация ДСП (Дуговых сталеплавильных печей). Основные технические и эксплуатационные характеристики ДСП. Технологический процесс электродуговой плавки в печи. Методы измерения температуры. Принцип измерения температуры шомпольным термозондом.
  
  курсовая работа [4,2 M], добавлен 13.11.2009
  

• Печи для автогенной плавки меди

  Виды печей для автогенной плавки. Принцип работы печей для плавки на штейн. Тепловой и температурный режимы работы печей для плавки на штейн. Принцип работы печей для плавки на черновую медь. Деление металлургических печей по технологическому назначению.
  
  курсовая работа [93,9 K], добавлен 04.12.2008
  

• Плазменные печи

  Общая характеристика установок плазменного нагрева. Принцип работы плазматрона косвенного и прямого действия. Характеристики плазмообразующих газов. Характеристика плазменно-дуговых печей с кристаллизатором конструкции института электросварки им. Патона.
  
  курсовая работа [250,7 K], добавлен 04.12.2008
  

• Расчет доменного процесса

  Конструкция и принцип работы доменной печи. Расчет шихты на 1 тонну чугуна, состава и количества колошникового газа и количества дутья. Определение материального и теплового балансов доменной плавки. Расчет профиля доменной печи (полезная высота и объем).
  
  курсовая работа [1,2 M], добавлен 19.05.2011
  

• Дуговые сталеплавильные печи как объект автоматизированного управления

  Устройство и работа дуговой сталеплавильной печи, принцип ее действия, конструкции и механизмы. Автоматизированная система управления процессом плавки металла на дуговых сталеплавильных печах. Аппаратное и программное обеспечение, его характеристика.
  
  реферат [37,6 K], добавлен 16.05.2014
  

• Проект четырехзонной методической толкательной печи для нагрева заготовок из стали

  Расчет теплового баланса четырехзонной методической печи. Определение времени нагрева и томления металла в методической и сварочной зонах. Тепловой баланс печи и расход топлива. Требования техники безопасности при обслуживании, пуске и эксплуатации печей.
  
  курсовая работа [505,2 K], добавлен 11.01.2013
  

• Автоматизация теплового и технологического режимов дуговой печи ДСП-180 в условиях ЭСПЦ ОАО "ММК"

  Устройство дуговых сталеплавильных печей и особенности технологического процесса выплавки стали. Построение принципиальной электрической схемы управления энергетическим режимом ДСП-180. Контрольный расчет начального участка переходного процесса на ЭВМ.
  
  дипломная работа [5,3 M], добавлен 12.09.2012
  

• Расчет механической трансмиссии привода дуговой сталеплавильной печи ДСП-120

  Описание технологического цикла "прямого" и "двухстадийного" получения стали. Классификация и принцип действия электрических дуговых сталеплавильных печей. Анализ способа загрузки и конструктивных особенностей ДГП. Расчет механизма подъема свода печи.
  
  курсовая работа [1,9 M], добавлен 10.12.2013
  

• Технические расчеты процессов плавки стали в кислородных конвертерах

  Определение параметров процесса плавки стали в конвертере с верхней подачей дутья: расчет расход лома, окисления примесей металлической шихты, количества и состава шлака. Выход жидкой стали перед раскислением; составление материального баланса плавки.
  
  курсовая работа [103,4 K], добавлен 19.08.2013
  

• Расчёт электрооборудования дуговой сталеплавильной печи

  Характеристика дуговых сталеплавильных печей, их устройство и принципы работы. Технологический процесс выплавки стали в ДСП. Электрическая схема питания и особенности эксплуатации печного электрооборудования. Расчет электрических характеристик ДСП.
  
  контрольная работа [374,2 K], добавлен 09.01.2012
  

• Проект сталеплавильного цеха Оскольского электрометаллургического комбината

  Производство окисленных и металлизованных окатышей на ОАО "Оскольский электрометаллургический комбинат". Характеристика основных цехов. Технологическая схема изготовления литой заготовки. Назначение дуговой сталеплавильной печи, описание узлов агрегата.
  
  дипломная работа [2,0 M], добавлен 21.05.2015
  

• Разработка конструкции электродной печи-ванны

  Тепловой баланс электродной печи-ванны. Определение показателя эффективности работы конструкции. Расчет продолжительности нагрева заготовки, элементов сопротивления, размеров рабочего пространства печи. Вопросы экологии и безопасных условий труда.
  
  курсовая работа [247,1 K], добавлен 10.02.2014
  

• Автоматизация методической печи

  Конструкция методической печи и технологический процесс ее нагревания. Разработка структурной, функциональной, принципиальной схем автоматизации работы агрегата. Математическая модель нагрева металла в печи на основании метода конечных разностей.
  
  курсовая работа [477,2 K], добавлен 27.11.2010
  

• Радиационные рекуператоры

  Нагревательные и термические печи металлургической и машиностроительной промышленности. Принцип работы радиационных рекуператоров. Щелевые и трубчатые радиационные рекуператоры. Потери тепла с отходящими дымовыми газами. Повышение термического КПД печей.
  
  реферат [671,2 K], добавлен 10.11.2011
  

• Расчет теплового режима нагрева металла в методической печи

  Расчет горения топлива: пересчет состава сухого газа на влажный, определение содержания водяного пара в газах. Расчет нагрева металла. Позонный расчет внешней и внутренней задачи теплообмена. Технико-экономическая оценка работы методических печей.
  
  курсовая работа [120,6 K], добавлен 09.09.2014
  

• Расчет дуговых печей

  Оценка параметров и показателей действующей дуговой сталеплавильной печи. Определение полезной энергии для нагрева и расплавления металла и шлака. Энергетический баланс периода расплавления. Расчет мощности печного трансформатора. Выбор напряжения печи.
  
  курсовая работа [116,8 K], добавлен 14.02.2015
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам