Тепловой расчет дуговой сталеплавильной печи

ЗАДАНИЕ НА КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

В курсовом проекте необходимо произвести тепловой расчёт дуговой сталеплавильной печи. Определить основные размеры печи, затем, посредством составления теплового баланса печи найти значение тепла, вносимого дугами. Далее по найденному количеству тепла определить необходимую полную мощность трансформатора.

Необходимые данные для расчёта взять из таблицы А.1. Вариант задания выбирается по номеру студента в списке группы.

ВВЕДЕНИЕ

Электросталеплавильному способу принадлежит ведущая роль в производстве качественной и высоколегированной стали. Благодаря ряду принципиальных особенностей этот способ приспособлен для получения разнообразного по составу высококачественного металла с низким содержанием серы, фосфора, кислорода и других вредных или нежелательных примесей и высоким содержанием легирующих элементов, придающих стали особые свойства - хрома, никеля, марганца, кремния, молибдена, вольфрама, ванадия, титана, циркония и других элементов.

Преимущества электроплавки по сравнению с другими способами сталеплавильного производства связаны с использованием для нагрева металла электрической энергии. Выделение тепла в электропечах происходит либо в нагреваемом металле, либо в непосредственной близи от его поверхности. Это позволяет в сравнительно небольшом объеме сконцентрировать значительную мощность и нагревать металл с большой скоростью до высоких температур, вводить в печь большие количества легирующих добавок; иметь в печи восстановительную атмосферу и безокислительные шлаки, что предполагает малый угар легирующих элементов; плавно и точно регулировать температуру металла; более полно, чем других печах раскислять металл, получая его с низким содержанием неметаллических включений; получать сталь с низким содержанием серы. Расход тепла и изменение температуры металла при электроплавке относительно легко поддаются контролю и регулированию, что очень важно при автоматизации производства. Электропечь лучше других приспособлена для переработки металлического лома, причем твердой шихтой может быть занят весь объем печи, и это не затрудняет процесс расплавления. Металлизованные окатыши, заменяющие металлический лом, можно загружать в электропечь непрерывно при помощи автоматических дозирующих устройств. В электропечах можно выплавлять сталь обширного сортамента.

1. Устройство дуговых печей

Дуговая печь состоит из рабочего пространства (собственно печи) с электродами и токоподводами и механизмов, обеспечивающих наклон печи, удержание и перемещение электродов и загрузку шихты. Плавку стали ведут в рабочем пространстве, ограниченном сверху куполообразным сводом, снизу сферическим подом и с боков стенками. Огнеупорная кладка пода и стен заключена в металлический кожух. Съемный свод набран из огнеупорных кирпичей, опирающихся на опорное кольцо. Через три симметрично расположенных в своде отверстия в рабочее пространство введены токопроводящие электроды, которые с помощью специальных механизмов могут перемещаться вверх и вниз. Печь питается трехфазным током. Шихтовые материалы загружают на под печи, после их расплавления в печи образуется слой металла и шлака. Плавление и нагрев осуществляется за счет тепла электрических дуг, возникающих между электродами и жидким металлом или металлической шихтой.

Наиболее распространенная форма ванны дуговой сталеплавильной печи - сфероконическая с углом между образующей и осью конуса, равным 45° (рисунок 1).

Рисунок 1 - Ванна дуговой сталеплавильной печи

Выпуск готовой стали и шлака осуществляется через сталевыпускное отверстие и желоб путем наклона рабочего пространства. Рабочее окно, закрываемое заслонкой, предназначено для контроля за ходом плавки, ремонта пода и загрузки материалов.

2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ

Объем жидкого металла в дуговой сталеплавильной печи, м3:

V=v·G=0,145·100=14,5 м3 ,

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

G - емкость печи, т.

Диаметр зеркала металла вычисляется по формуле, мм:

D = 2000·C·= 2000·1,085·=5294,8 мм

где коэффициент С выбираем из нижеприведенной таблицы, принимая значение D/H=5,0 (при G≥100 т); D/H=4,5 (при G<100 т)

D/H.  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 1,165.

Глубина ванны жидкого металла, мм:

H=5294.8/1.085=4880 мм

Расчетный объем шлака, м3:

Vш= 0,1· V= 0,1· 14,5=1,45 м3

Высота слоя шлака, м:

=,мгде D - диаметр зеркала металла, м.

Диаметр зеркала шлака, м:

Dш = D + 2Hш= 5,29 + 2*0,34=5,97 м

где D - диаметр зеркала металла, м.

Уровень порога рабочего окна должен быть расположен выше уровня зеркала шлака на 40 мм, а уровень откосов на 65 мм выше уровня порога рабочего окна. Тогда диаметр ванны на уровне откосов равен, мм:

Dот = D + 2(Нш + 40 + 65) = 5294,8 + 2(340 + 40 + 65)=6184,8 мм

где D - диаметр зеркала металла, мм,

Hш - высота слоя шлака, мм.

Диаметр ванны на уровне стен (рис. 1) равен, мм:

DCT = Dот + 200 = 6184,8 + 200=6384,8 мм.

Высота плавильного пространства Hпл находится из выражения Hпл/Dот, которое определяется ёмкостью печи:

G, т  12 - 60 61 - 100

Hпл/Dот 0,4 - 0,45 0,34 - 0,38.

Внутренний диаметр кожуха, мм:

DK=DCT+2· δот =6384,8+2· 800=7984,8 мм

где δот - толщина футеровки стен на уровне откосов, равная сумме толщины футеровки верхней части стен δв и толщины шамотного слоя в нижней части стен δш мм (Приложение А).

Стрела пролета свода печи Hcb принимается равной 15% пролета (внутреннего диаметра) свода, мм:

Hcb = 0,15·Dcb = 0,15·(Dk- δсв)=0,15(7984,8-455)=1129,47мм,

где - δсв толщина свода из хромомагнезитового кирпича, мм.

Ширину рабочего окна печи определяем, мм:

b = 0,25·Dот=0,25*6184,8=1546,2 мм

Высота рабочего окна составляет, мм:

h = 0,65·b=0,65*1546,2=1005,03 мм.

3. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ БАЛАНС ПЕРИОДА РАСПЛАВЛЕНИЯ

Целью составления энергетического баланса является определение суммарного количества электрической энергии, которую необходимо выделить в дуговой сталеплавильной печи в период расплавления, по которому затем определяют необходимую мощность печного трансформатора. Для современных ДСП продолжительность периода расплавления τР принимаем 9504 с.

Примерно в середине периода расплавления проиcxoдит подвалка шихты, продолжительность которой составляет τп=2160 с. Следовательно, продолжительность расплавления «под током» составляет τр.т = τР - 2160 с. Принимая τР=9504 с, находим τр.т.

.1 ПРИХОД ТЕПЛОТЫ

Теплота, вносимая шихтой, кДж:

Qш=G · dш · сш · tш=100000*0,98*20*0,469=919240 кДЖ

где G - емкость печи, кг;

dш - доля металла в шихте (dш=0,97 - 0,99);

tш - температура шихты (tш =20°С);

сш - теплоёмкость шихты (сш=0,469 кДж/(кг·К)).

Теплота, вносимая электрическими дугами (вычисляем после формулы (3.2.16)), ГДж:

Qд = ηэл·Wэл·10-6,

где ηэл - электрический к. п. д., равный 0,87-0,92;

Wэл - используемая в печи электроэнергия, кДж.

Теплота экзотермических реакций, которую можно определить по материальному балансу. Однако точность его расчёта невысокая, так как весьма трудно установить начальную массу элементов в шихте из-за разнородности скрапа. Выгорание элементов зависит от количества кислорода поданного в печь. При недостатке кислорода элементы будут выгорать не полностью, а при большом его избытке начинает усиленно гореть железо. Поэтому определение тепла экзотермических реакций в период расплавления принимают по данным испытаний аналогичных печей. Тепловой эффект экзотермических реакций будет определяться как сумма количеств тепла нижеприведённых реакций. Теплоту экзотермических реакций определим по формулам [1]:

С→СО2  Qэкз = G · 0,074=7400,

С→ СО  Qэкз = G · 0,053=5300,

Si→ SiO2 Qэкз = G · 0,092=9200,

Мn→МnO Qэкз = G · 0,0249=2490,

Fe→ Fe2O3 Qэкз = G · 0,0098=980,

Fe→ FeO  Qэкз = G · 0,0248=2480,

Qэкз =49960  МДж

где G - емкость печи, кг.

Теплота шлакообразования: SiО2→(CaO)2 Si02, МДж:

Qшл.обр. = G · 0,01474=100000*0,01474=1474 МДЖ

где G - емкость печи, кг.

Приход теплоты от сжигания топлива

Для ускорения плавления иногда применяют горелки, вводимые в рабочее пространство через под или стенки печи. В данном проекте предусматривается установка n горелок с расходом топлива В, м3/ч (Приложение Б). При этом время работы горелок за период расплавления составляет τт-ва (Приложение Б).

Определяем объем водяных паров на 100 нм3 газа (соответствует процентному содержанию Н2О в газе):

=

где d - влагосодержание газового топлива, d=10 г/м3.

Коэффициента пересчета находится по формуле:

=

Пересчет сухого топлива на влажное, %, осуществляется по формулам:

 =0,987*98,99=97,7

=0,987*0,25=0,246

Теоретически необходимое количество воздуха, м3/м3:

=0,0476(0,5*0+1,5*0+0,5*0+(1+1)*97,7+(2+6/4)*0,246+(3+2)*0,039+(4+10/4)*0,019=9,32

Действительное количество воздуха, м3/м3:

=1,1*9,32=10,25

где α - коэффициент избытка воздуха, α=1,1.

Теоретическое количество азота, м3/м3:

=7,36

Действительное количество азота, м3/м3:

=7,36+0,79*0,1*9,32=8,10

Количество трехатомных газов, м3/м3:

=0,9848

Теоретическое количество водяных паров, м3/м3:

=2,1189

Действительное количество водяных паров, м3/м3:

=2,1339

Избыточное количество кислорода, м3/м3:

=0,1957

Объем продуктов горения, м3/м3:

=11,41

Процентное содержание компонентов смеси, %:

=8,62

=18,69

=70,9

=1,7

Плотность продуктов горения, кг/м3:

=1,23

Теплота сгорания топлива, кДж/м3:

=35657,62

Количество теплоты, вносимое в ДСП с топливом (физическая теплота топлива не учитывается), кДж:

Qт-ва = Qнр · В · τт-ва=35657,62*145*25/60=12925885,18 кДж

где В - расход газообразного топлива горелками, м3/ч;

τт-ва - время работы горелок за период расплавления, ч.

.2 РАСХОД ТЕПЛОТЫ

Физическая теплота стали, кДж:

Qст =dст·G·[cсттв ·tпл.ст +Lст +cстж (tст-tпл.ст )]=0,93*100000[0,7*1500+272,16+0,837*100]=130744980 кДж

где dст - выход стали (dст=0,91 - 0,97);

G - емкость печи, кг;

cсттв - удельная теплоёмкость твёрдой стали в интервале температур 0-1500 оС (cсттв = 0,7 кДж/(кг·К));

cстж - удельная теплоёмкость жидкой стали в интервале температур 1500-1600 оС (cстж = 0,837 кДж/(кг·К));

(tст -tпл.ст ) - интервал температур плавления стали (1600 - 1500 оС);

Lст - скрытая теплота плавления стали (Lст = 272,16 кДж/кг).

Физическая теплота стали, теряемой со шлаком, кДж:

Qст-шл = dщл·G·[cсттв ·tпл.ст +Lст +cстж (tст -tпл.ст )]=0,007*100000[0,7*1500+272,16+0,837*100]=984102 кДж

где dшл - доля шлака (dшл=0,005 - 0,008);

G - емкость печи, кг.

Физическая теплота шлака, кДж:

Qшл =dщл·G·(cшл ·tшл +Lшл) = 0,007*100000 (1,25*1700+209,35) =1634045 кДж

где cшл - удельная теплоёмкость шлака при температуре 1700 оС (cшл = 1,25 кДж/(кг·К));

G - емкость печи, кг;

Lшл - скрытая теплота плавления шлака (Lшл = 209,35 кДж/кг);

tшл - температура шлака (1700 оС).

Теплота, уносимая газообразными продуктами реакций с температурой tух=1500 оС, Дж:

Qyx = 295· G=29500000 Дж,

где G - емкость печи, кг.

Теплота, уносимая частицами Fe2O3, кДж:

где cFe2O3- удельная теплоёмкость Fe2O3 при температуре 1500 оС (cFe2O3 = 1,23 кДж/(кг·К));

G - емкость печи, кг;

tух - температура уходящих газов (1500 оС);

LFe2O3 - скрытая теплота плавления Fe2O3 (Lшл = 209,34 кДж/кг).

dFe2O3 - доля Fe2O3 , уносимая с дымом (dFe2O3=0,04 - 0,05).

Потери теплоты теплопроводностью через футеровку

Для определения тепловых потерь через футеровку ДСП применяют формулы для плоской стенки. Для расчёта тепловых потерь через стенку печи необходимо знать:

вид огнеупорных материалов;

коэффициент теплопроводности огнеупорных материалов;

коэффициент теплоотдачи с внешней стенки печи в окружающую среду;

геометрические размеры стенки печи.

Как правило, между слоями футеровки выполняют слой засыпки из огнеупорного порошка, толщиной 20-40 мм. Тепловым сопротивлением слоя засыпки в данном расчёте пренебрегаем.

Коэффициент теплопроводности магнезита равен λм = 6,28-0,0027·tср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности хромомагнезита: λхм = 4,07-71,5·10-5·tср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности шамота: λш = 0,84+58·10-5×tср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности диатомита λд = 0,11+17·10-5·tср Вт/(м·К).

Для определения коэффициента теплопроводности в качестве значения tср принимаем полусумму значений температур на внутренней и внешней поверхностях всей толщины футеровки.

Температура внутренней поверхности футеровки печи равна t1=1600°С, температуру внешней поверхности верхней части стены примем равной Т1, нижней Т2. Температура внутренней поверхности футеровки свода равна tсв=1500°С, температура внешней поверхности свода Тсв.

Принимая, что к концу кампании футеровка рабочего слоя (хромомагнезитового) может износиться на 50 %, принимаем расчетную толщину этого слоя футеровки равной 75% первоначальной толщины.

А) Потери теплоты теплопроводностью через стены (верхняя часть)

Футеровка стен в верхней части δв состоит из хромомагнезитового кирпича толщиной x1 мм и магнезитового кирпича, толщиной y1 мм.

Определяем коэффициент теплоотдачи от внешней стенки в окружающую среду, Вт/(м2·К):

α2=10+0,06·T1=10+0,06*370=32,2

где T1 - температура внешней поверхности верхней части стены, оС (Приложение А).

Так как стены имеют два равных по высоте участка разной толщины: нижний (на уровне откосов) и верхний, то площади внешних поверхностей этих участков будут равны и определяются по формуле, м2:

F=π·Dk·Hпл/2=3,14*7,9848*2,35/2=29,45.

Принимая температуру в цехе (Тос) равной 30°С, находим потери теплоты через верхнюю часть стен печи с учётом того, что расчетная толщина хромомагнезитового слоя футеровки равна 75% первоначальной толщины, по формуле, Дж:

=

Qст=2584892329 Дж

где δi - толщина слоя, м;

λi - коэффициент теплопроводности слоя при средней температуре этого слоя, Вт/(м·К);

F - площадь наружной поверхности верхней части стен, м2.

Б) Потери теплоты теплопроводностью через стены (нижняя часть)

Футеровка стен в нижней части состоит из хромомагнезитового кирпича толщиной x1 мм, магнезитового кирпича, толщиной y1 мм и шамотного кирпича, толщиной δш.

По формулам (3.2.6), (3.2.8) определяем потери теплоты через нижнюю часть стен , принимая температуру поверхности нижней части стены T2 (Приложение А), площадь внешней поверхности нижней части равной площади верхней.

Потери теплоты теплопроводностью через свод

Площадь внешней поверхности свода определяем по формуле, м2:

F = π·[0,152 · (Dk - δcт)2+(Dk - δcт)2 ]/2=3,14[0,0225(7,9848-0,455)2+(7,9848-0,455)2]/2=90,86

Для определения тепловых потерь свода  используем значение площади его наружной поверхности и формулы (3.2.6) и (3.2.8), принимая температуру внешней поверхности свода Tсв. При этом футеровка свода состоит из одного слоя хромомагнезитового кирпича, толщиной δсв, мм (Приложение А).

Коэффициент теплоотдачи конвекцией подины (обращенной вниз поверхности) равен: α2 = 0,7(10+ 0,06· Tпод)=0,7(10+0,06*200)=15,4

где Tпод - температура внешней поверхности подины, Tпод =200 оС.

При определении площади наружной поверхности подины примем, что она состоит из поверхности сферического сегмента, равной площади наружной поверхности свода и цилиндрической поверхности Fпод:

Fпод= π·Dk·(Hпод- δп)=3,14*7,98*(6,23-0,905)=133,4

Hпод = δп + H +Hшл + 0,04 + 0,065=0,905+4,88+0,34+0,04+0,065=6,23

Для определения тепловых потерь подины  используем значение площади её наружной поверхности и формулы (3.2.6) и (3.2.8), принимая температуру внутренней поверхности подины 1600 °С. Футеровка подины имеет толщину δп, мм и состоит из огнеупорной диатомитовой набивки толщиной x мм, огнеупорной кладки из магнезитового кирпича толщиной y мм и слоя шамота толщиной z мм.

Подсчитываем общие потери теплоты теплопроводностью через футеровку печи, ∑Qтепл. Они выражаются суммой потерь теплоты через стены (верхнюю и нижнюю часть), свод и подину печи. Потерями тепла с водой, охлаждающей рабочее окно дуговой сталеплавильной печи пренебрегаем:

∑Qтепл = + + + =

+2584892329+8420791932+2073436200=15480 МДЖ

Потери теплоты в период межплавочного простоя.

В период подвалки шихты печь раскрывается и потери теплоты в этот период складываются из потерь теплоты излучением через раскрытый свод, потерь теплоты с газами, с охлаждающей водой и теплопроводностью через футеровку печи. Расчет этих величин в случае раскрытой печи достаточно сложен, так как температура внутренней поверхности футеровки быстро падает. Поэтому ориентировочно примем, что потери теплоты в период межплавочного простоя будут равны, ГДж:

Qмп = (∑Qтепл + Qoxл + 0,5·Qyx)· kн · τп/ τр=(15,4+14+0,5*0,0295)*1,1*2160=7,3 ГДЖ

где kн - коэффициент неучтенных потерь, kн=1,1-1,2;

Qтепл - потери теплопроводностью, ГДж;

Qoxл - потери тепла от охлаждения печи, Qoxл = 14 ГДж;

Qyx - тепло, уносимое газообразными продуктами реакций, ГДж.

Расход электроэнергии найдем из уравнения теплового баланса периода расплавления дуговой сталеплавильной печи. Для чего необходимо все составляющие перевести в ГДж и из теплового баланса получить значение Qд:

Qприх = Qрасх

Qш+ Qд+ Qэкз+ Qшл.обр.+ Qт-ва = Qст+ Qст-шл+ Qшл+ Qyx+ QFe2O3+ Qтепл+ Qмп

,91+Qд+49,9+1,4+0,01=130,7+0,98+1,63+0,029+8,21+15,4+7,3

Qд=112

Откуда из формулы (3.1.2) находим Wэл - используемую в печи электроэнергию.

Wэл=112/0,9*10-6=124,4*106

Результаты расчета теплового баланса периода расплавления дуговой сталеплавильной печи сводятся в таблицу 1.

Таблица 1. Тепловой баланс периода расплавления дуговой сталеплавильной печи

Удельный расход электроэнергии на 1 кг металлической завалки, ГДж/кг:

ω2 = Wэл /G=124,4*106/105=1244 ГДж/кг

Тепловой коэффициент полезного действия равен:

ηТ= (Qст+ Qст-шл+ Qшл)/ Qприх=(130,7+0,98+1,63)164,2=0,81

Учитывая, что ηэл = 0,9, общий коэффициент полезного действия будет равен:

ηобщ= ηэл· ηТ=0,9*0,81=0,729

Несколько повышенный расход электроэнергии и соответственно пониженные значения величин ηТ и ηобщ обусловлены большой потерей теплоты с уходящими газами. Для уменьшения этих потерь целесообразно подать в ванну в период расплавления технический кислород.

4. МОЩНОСТЬ ПЕЧНОГО ТРАНСФОРМАТОРА

Средняя мощность в период расплавления, кВт:

Ncp = Wэл /τр.т=124,4*106/7344=16938,9 кВт

Максимальную мощность определим, учитывая, что коэффициент использования мощности К=0,75-0,9, кВт:

N = Nср /K=16938,9/0,8=21173,7 кВт

Принимая значение средневзвешенного коэффициента мощности cos φ=0,707, найдем необходимую полную мощность трансформатора, кВА:

N' = N /cos φ=21173,7/0,707=29948,7 кВ*А

дуговая сталеплавильная печь

Это значение округляется до ближайшего значения стандартной мощности трехфазного трансформатора, которая выбирается по таблице 2.

Таблица 2

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

Основная литература:

.       Теория, конструкции и расчёты металлургических печей / Под ред. В.А. Кривандина. - М.: Металлургия, 1984.

2.      Исаченко В.М., Осипова В.А., Сухомел А.С. Теплопередача. - М.; Энергоиздат, 1981.

3.     Рафалович И.М. Теплопередача в расплавах, растворах и футеровках печей и аппаратов. М.: Энергия, 1977. - 304 с.

4.      Высокотемпературные теплотехнологические процессы и установки./Под ред. Ключникова А.Д. М.Энергия, 1989.-328 c.

Дополнительная литература:

1.     Промышленная теплоэнергетика - теплотехника. Справочник / Под общей ред. Григорьева В.А. и Зорина В.М. М: Энергоиздат, 1983. - 552 с.

.       Баскакова А.П. Теплотехника.- М.: Энергоиздат, 1982.

.       Егорушкин В.Е., Цеплович Б.И. Основы гидравлики и теплотехники. - М. 1981.

.       Каблуковский А.Ф. Производство стали и ферросплавов. - М. Академкнига, 2003.