Технические расчеты процессов плавки стали в кислородных конвертерах

Курсовая работа

Технические расчеты процессов плавки стали в кислородных конвертерах

ОГЛАВЛЕНИЕ

1. Задание на выполнение расчета плавки стали в конверторе с верхней подачей дутья

. Определение параметров плавки в конце продувки

. Определение расхода лома на плавку

. Расчет окисления примесей металлической шихты

. Расчет количества и состава шлака

. Расчет расхода дутья

. Расчет выхода жидкой стали перед раскислением и составление материального баланса плавки

. Составление теплового баланса плавки и определение температуры металла

. Расчет раскисления и ее химического состава

. Расчет расхода материалов на всю плавку и выхода продуктов плавки

. Определение удельной интенсивности продувки, продолжительности плавки и производительности агрегата

Список используемых источников

1. Задание на выполнение расчета плавки стали в конверторе с верхней подачей дутья

Дано: кислородный конвертер вместимостью 80т марки 40Г при следующих условиях: чугун имеет температуру 1390 ˚С и содержит 4,5% С; 0,9% Si; 0,3% Mn; 0,03% Р и 0,02% S; продувка сверху с интенсивностью 450 м³/мин; в качестве твердого окислителя применяются окатыши с содержанием 62,0% Fe и 0,3% FeO; расход твердого окислителя - 2,1%; в качестве разжижителя шлака используется плавиковый шпат в количестве 0,1%. Разливка в изложницы сифоном.

 

. Определение параметров плавки в конце продувки

В начале расчета необходимо определить параметры, характеризующие состояние ванны жидкого металла в конце продувки: массу металла, его химический состав и температуру.

Масса металла в конце продувки соответствует вместимости конвертера, указанной в задании (Приложение 1). Так как при продувке происходит окисление элементов металла и неизбежны потери железа, то исходная масса металлических материалов, из которых получают сталь (масса чугуна и лома), должна быть больше массы жидкой стали. Определение массы каждого из металлических материалов, загружаемых в конвертер, является одной из задач расчета плавки.

Химический состав стали любой марки регламентируется стандартами или оговаривается с заказчиком и должен соответствовать установленным требованиям. В примере расчета выплавляется сталь марки 40Г, состав которой приведен в таблице - А.

Таблица А

Химический состав выплавляемой стали

Марка стали	Массовая доля элементов, %
	C	Mn	Si	P	S
				Не более
40 Г	0,37-0,45	0,7-1,0	0,17-0,37	0,035	0,035

Кроме того, следует учесть, что для осуществления безаварийной разливки стали на машинах непрерывного литья заготовок, содержание серы и фосфора в разливаемом металле не должно превышать 0,025 и 0,015% соответственно.

Известно, что в классическом кислородно-конвертерном процессе количество лома, загружаемого на плавку, не превышает 30% от суммы металлошихты (обычно 22-28%). В противном случае значительно снижается приход тепла с жидким чугуном и тепла будет недостаточно для нормального ведения плавки. Исходная концентрация элементов в металлошихте существенно превышает их содержание в марочном составе выплавляемой стали. Поэтому удаление избытка элементов (в основном углерода) является главной задачей окислительного рафинирования в процессе продувки металла кислородом.

Продувку желательно прекратить тогда, когда достигнуто требуемое содержание углерода в металле ([C]_M) - любое значение для заданной марки стали из марочного интервала (см. Приложение 1). Однако целесообразно ориентироваться на среднее значение из интервала: нижний предел - середина марочного интервала. [0,37-0,41]

Это связано с возможностью поступления углерода в металл при раскислении ферросплавами (особенно углеродистым ферромарганцем).

Однако следует иметь в виду, что получение стали с содержанием углерода ближе к верхнему пределу предпочтительнее с точки зрения расхода кислорода и раскислителей, массы жидкого металла, времени продувки и других технико-экономических показателей.

Таким образом, продувка металла в конвертере может быть закончена, когда в металле останется такая концентрация углерода, при которой последующий ввод материалов (раскислителей и легирующих) не приведет к выходу ее за указанные маркой стали пределы. Учитывая вышеизложенное, студент осуществляет выбор содержания углерода в металле в конце продувки - [C]_M, % =0,39

При продувке невозможно избежать практически полного окисления кремния и большей части марганца (окисляется на 75-85%). Это значит, что остаточные содержания кремния и марганца окажутся в большинстве случаев меньше необходимых и потребуется вводить их в металл в виде специальных материалов, как правило, ферросплавов). При этом необходимо учитывать поступление в металл сопутствующих элементов (в том числе и углерода). Например, ферромарганец марки ФМн78 содержит 7,0% углерода.

В производственных условиях, если после продувки реальная концентрация углерода не соответствует расчетным значениям, проводится коррекция: при высокой концентрации углерода металл додувают, при низкой - в металл на выпуске вводят углеродсодержащий материал (кокс, графит и др.). Однако любая коррекция является нежелательной, так как связана с дополнительными затратами материалов, энергии, времени и труда.

Температура металла в конце продувки зависит от содержания углерода в металле, способа ковшевой обработки и типа разливки, так как это определяет необходимый запас тепла металла для сохранения его в жидком состоянии вплоть до разливки последних порций металла. Данная температура (t_М) равна сумме температуры начала затвердевания металла - температуры плавления (t_ПЛ) и величины перегрева металла, учитывающего потери тепла от момента выпуска металла до окончания разливки (t_ПЕР):

t_М = t_ПЛ + t_ПЕР.

В этом случае температуру начала затвердевания металла можно определить по формуле [2]:

t_ПЛ = 1539 - 80 ∙ [C]_М = 1539 - 80 ∙ 0,39 = 1507,8 ,

где 1539 - температура плавления чистого железа, ˚С;

[C]_М - содержание углерода в металле в конце продувки, %.

В результате требуемая температура металла в конвертере в конце продувки должна быть

t_М = 1507,8 + 100 = 1607,8 ˚С (± 5 ˚С).

В конце продувки в конвертере необходимо получить 80 т жидкого металла, содержащего 0,44% углерода и имеющего температуру 1607,8˚С.

Величину перегрева металла следует выбрать в пределах, указанных в таблице 1 в соответствии с указанием по разливке, приведенном в задании (Приложение 1). Целесообразно принимать среднее значение величины перегрева из диапазона, указанного для каждого способа и условия разливки.

Таблица 1

Величина необходимого перегрева металла в конвертере в зависимости от способа и условий разливки [3]

Способ и условия разливки	Величина перегрева металла (tПЕР), ˚С
1. Разливка в изложницы сверху	75-85
2. Разливка в изложницы сифоном	90-110
3. Непрерывная разливка с предварительной продувкой металла в ковше инертным газом	100-120
4. Непрерывная разливка с предварительным вакуумированием металла в ковше	110-130
5. Непрерывная разливка с комбинированными способами ковшевой обработки металла	120-150

 

3. Определение расхода лома на плавку

Металлический лом является важнейшим (после жидкого чугуна) исходным железосодержащим материалом конвертерной плавки. Он выполняет роль основного охладителя процесса окислительного рафинирования, благодаря которому обеспечивается необходимая температура металла. Масса лома должна определяться из условий баланса тепла конвертерной плавки. Избыток тепла процесса расходуется на переработку эквивалентной массы лома.

Однако лом вносит с собой химические элементы, участвующие в окислительном рафинировании, как и элементы чугуна. Поэтому величина массы лома используется в начале расчета в уравнениях баланса элементов, а правильность выбора ее может быть установлена только в конце расчета, при составлении теплового баланса плавки. Критерием оценки служит рассчитанное значение температуры металла.

Для начала расчета можно выбрать расход лома произвольно из обычно наблюдаемого на практике интервала значений (22-28%), провести все расчеты до определения температуры металла, сравнить ее с требуемой и вернуться к началу расчета, скорректировать величину расхода лома и расчет повторить.

Для быстрого приближения используют эмпирические соотношения между массой лома и различными известными параметрами плавки [2]. Их эффективность зависит от того, насколько условия конкретной плавки соответствуют условиям, при которых получены расчетные зависимости. Для рассматриваемого случая можно использовать упрощенную формулу, полученную для условий, когда лом является единственным охладителем:

G_Л^’ = 17,4 + 4,1 ∙ ([C]_Ч - 4,0) + 9,5 ∙ ([Si]_Ч - 0,5) + 0,034 ∙ (t_Ч - 1330) +

+ 3,2 ∙ ([Mn]_Ч - 0,2) + 11 ∙ (0,2 - [C]_М) + 0,05 ∙ (1650 - t_М),

где G_Л^’ - расход лома на плавку (предварительный), % (кг/100кг металлошихты);

[C]_Ч, [Si]_Ч, [Mn]_Ч - соответственно содержание углерода, кремния и марганца в чугуне, %;

t_Ч, t_М - соответственно температура чугуна и металла, ˚С.

Все величины, входящие в эту формулу, известны. Поэтому расход лома на плавку составит

G_Л = 17,4 + 4,1 ∙ (4,5 - 4,0) + 9,5 ∙ (0,9 - 0,5) + 0,034 ∙ (1390 - 1330) +

+ 3,2 ∙ (0,3 - 0,2) + 11 ∙ (0,2 - 0,39) + 0,05 ∙ (1650 - 1607,8) = 25,63%.

При определении уточненного расхода лома на плавку необходимо учесть, что в соответствии с выданным заданием (Приложение 1) в плавке, в качестве твердого окислителя, играющего роль дополнительного охладителя, используются окатыши

Для корректировки расхода лома, необходимо предварительно оценит охлаждающую способность окатышей, используя формулу [2]:

S_ТО = 0,062 ∙ Fe_ТО - 0,014 ∙ (FeO)_ТО - 0,633,

где S_ТО - коэффициент эквивалентности твердого окислителя как охладителя по отношению к лому, кг/кг;_ТО - содержание железа в твердом окислителе, %;

(FeO)_ТО - содержание FeO в твердом окислителе, %.

По заданию в качестве твердого окислителя, играющего роль дополнительного охладителя, используются окатыши. Оценим охлаждающую способность этого материала, используя формулу:

S_ТО = 0,062 ∙ Fe_ТО - 0,014 ∙ (FeO)_ТО - 0,633.

Известно: Fe_ТО = 62,0%; (FeO)_ТО = 0,3%

Тогда коэффициент эквивалентности твердого окислителя как охладителя по отношению к лому составит

S_ТО = 0,062 ∙ 62,0 - 0,014 ∙ 0,3 - 0,633 = 3,2068 кг/кг.

Следовательно, 1 кг окатышей по охлаждающему эффекту эквивалентен 3,2068 кг лома.

По данным о составе окатышей (Приложение 1) определяется коэффициент эквивалентности твердого окислителя как охладителя по отношению к лому - S_ТО, который показывает сколько кг лома заменяет по охлаждающему эффекту 1 кг окатышей.

Далее, по данным о расходе окатышей на плавку (Р_ТО), указанных в Приложении 1 в процентах (соответствуют кг на 100 кг металлошихты), определяют количество лома, замененное окатышами в соответствии с охлаждающим эффектом по формуле:

На плавку расходуется 2,1% окатышей (или 2,1 кг на 100 кг металлошихты). Значит расход лома должен быть уменьшен в соответствии с коэффициентом эквивалентности на 2,1 ∙ 3,2068 = 6,73428 кг.

Далее определяют уточненный расход лома на плавку, используемый в дальнейших расчетах

4. Расчет окисления примесей металлической шихты

Для решения этой задачи необходимо определить средний химический состав металлической шихты и остаточные содержания примесей в металле в конце продувки.

Средний химический состав металлической шихты определяется в соответствии с расходами чугуна и лома на плавку и их химическим составом. По известному расходу лома, определяется расход чугуна (G_Ч):

G_Ч = 100 - G_Л, кг.

G_Ч = 100 - 18,9 = 81,1 кг.

Химический состав чугуна указан в задании (Приложение 1). Химический состав металлического лома зависит от того, отходы каких марок сталей составляют лом. Часто сведения об этом носят приблизительный характер. Можно считать, что лом имеет химический состав, близкий к среднему составу сталей, выплавляемых отечественной металлургией в наибольшем количестве - низкоуглеродистых обыкновенного качества. В этом случае лом может содержать 0,1-0,2% С; 0,20-0,25% Si; 0,4-0,5% Mn; менее 0,04% Р и S. Учитывая вышеизложенное, следует самостоятельно принять состав лома: [С]_Л; [Si]_Л; [Mn]_Л; [P]_Л; [S]_Л%

Таблица 2

Химический состав металлошихты

Материал	Химический состав, %
	C	Mn	Si	P	S
Чугун жидкий	4,5	0,3	0,9	0,03	0,02
Лом металлический	0,1	0,5	0,2	0,04	0,04

Следует иметь в виду, что в производственных условиях вместе с жидким чугуном в конвертер попадает шлак, называемый миксерным шлаком. Миксерный шлак составляют часть доменного шлака на поверхности чугуна, материал футеровки миксеров (передвижных или стационарных), продукты окисления примесей чугуна и др. Миксерный шлак обычно содержит много кислотных оксидов и серы, поэтому является нежелательным материалом при производстве стали.

Технологией выплавки стали предусматривается удаление миксерного шлака с поверхности чугуна перед заливкой его в конвертер. Тем не менее, часть этого шлака попадает в конвертер, что необходимо учитывать при расчете плавки. Количество миксерного шлака оценивают в процентах к массе чугуна. До удаления шлака из заливочного ковша это количество составляет 0,5-2,0%, а после скачивания - 0,2-1,0% к массе чугуна. Из приведенных данных следует самостоятельно принять количество миксерного шлака, принимающего участие в формировании конвертерного шлака G_М.Ш, %. В дальнейшем расчете следует учитывать наличие миксерного шлака только при формировании конвертерного шлака, пренебрегая его влиянием на средний состав металлошихты.

Подобное замечание относится и к качеству металлического лома. Лом всегда частично окислен с поверхности и поступает в конвертер с некоторым количеством мусора: песком (основной компонент - 95% - SiO₂) и глиной (Al₂O₃). Окисленность и замусоренность лома оценивают в процентах к массе лома. Их величина обычно составляет 0,5-2,0% для каждой из этих характеристик качества металлического лома. Относительно небольшой расход лома на плавку позволяет пренебречь влиянием окалины и мусора в ломе при упрощенных расчетах.

С учетом вышеприведенных замечаний проводится расчет вносимых в конвертер с ломом и чугуном элементов:

вносится с ломом

вносится с чугуном

где G_[E] - количество вносимого элемента с компонентами металлошихты, кг/100 кг;

[%E] - содержание элемента в компоненте металлошихты, %.

По полученным данным определяется общее поступление элементов с компонентами металлошихты (химический состав металлошихты). Полученные данные сводятся в таблицу 3.

Таблица 3

Определение среднего химического состава металлошихты

Компо-ненты	Расход, кг	Внесено в шихту, кг
		С	Si	Mn	P	S
Чугун	81,1	81,1 ∙ 4,5 ∙  0,01 = 3,65	81,1 ∙ 0,9 ∙∙ 0,01 = 0,73	81,1 ∙ 0,3 ∙∙ 0,01 = 0,243	81,1 ∙ 0,03 ∙∙ 0,01 = 0,0243	81,1 ∙ 0,02 ∙∙ 0,01 = 0,0162
Лом	18,9	18,9 ∙ 0,1 ∙∙ 0,01 = 0,019	18,9 ∙ 0,2 ∙∙ 0,01 = 0,038	18,9 ∙ 0,5 ∙∙ 0,01 = 0,095	18,9 ∙ 0,04 ∙∙ 0,01 = 0,0076	18,9 ∙ 0,04 ∙∙ 0,01 = 0,0076
Всего в шихте	100	3,669	0,768	0,338	0,032	0,024

Для определения остаточных содержаний примесей в металле в конце продувки используются данные о содержание углерода в конце продувки (см. п.3) [C]_М, а также теоретические данные о поведении примесей в основных сталеплавильных процессах.

Кремний при выплавке стали в конвертере с основной футеровкой окисляется практически полностью, поэтому [Si]_М = 0%.

Марганец, фосфор и сера во время продувки частично удаляются из металла. Степень их удаления зависит от условий ведения плавки (состава шлака и металла, их температуры) и момента окончания продувки. Обычно наблюдаемые значения степени удаления элементов приведены в таблице 4.

Таблица 4

Степень удаления некоторых элементов из металла при кислородно-конвертерной плавке с верхней продувкой, % [3]

Химический элемент	Степень удаления элемента при содержании углерода в металле в конце продувки, %
	менее 0,10	0,10-0,25	более 0,25
Марганец	80-95	75-80	70-75
Фосфор	90-95	85-90	80-85
Сера	45-50	40-45	35-40

По содержанию углерода в конце продувки [C]_М = 0,09% и данным таблицы 4 принимаются значение степени удаления марганца - Δ[Mn],%, фосфора - Δ[P],% и серы - Δ[S],%.

При расчете плавки стали для условий донной или комбинированной продувки необходимо учитывать изменения в поведении элементов. Так, при донной продувке из-за низкого содержания FeO в шлаке (5-6%) степень окисления марганца составляет 30-40%, повышаясь только при продувке до содержаний углерода в металле менее 0,1-0,05%. При ведении плавки на кусковой извести концентрация фосфора и серы в металле начинает снижаться лишь при [С] < 0,1%, что для большинства марок является передувом. При использовании порошкообразной извести нормальный известково-железистый шлак формируется уже в начале продувки, что обеспечивает дефосфорацию при любых концентрациях углерода, как при верхней подаче дутья. При донной подаче дутья с порошкообразной известью возрастает коэффициент распределения серы между шлаком и металлом (при В= 3-3,5 Ls = 6-10), и доля серы, переходящей в газовую фазу (15-20%), поэтому общая степень десульфурации (переход в шлак и газовую фазу) увеличивается и обычно составляет 50-60% (при верхней подаче дутья 30-50%).

По принятым степеням удаления элементов в процессе продувки, определяются остаточные концентрации марганца фосфора и серы в металле в конце продувки:

[Mn]_М = G_Mn ∙ (100 - Δ[Mn]) ∙ 0,01 , кг;

[P]_М = G_P ∙ (100 - Δ[P]) ∙ 0,01 , кг;

[S]_М = G_S ∙ (100 - Δ[S]) ∙ 0,01 , кг.

[Mn]_М = 0,338 ∙ (100 - 72) ∙ 0,01 = 0,095 кг;

[P]_М = 0,032 ∙ (100 - 82) ∙ 0,01 = 0,006 кг;

[S]_М = 0,024 ∙ (100 - 37) ∙ 0,01 = 0,015 кг.

Полученные данные по составу металлошихты и остаточным содержаниям компонентов в конце продувки заносятся в таблицу 5, после чего в таблице 5 проводится расчет окисления примесей шихты.

Количество примесей, удаляемых при продувке (g_Е), определяют по разнице между исходным их содержанием в металлошихте и остаточным в конце продувки. При определении количества окисляющегося углерода по реакциям неполного и полного горения, учитывают, что 85-90% углерода, удаляемого при продувке, окисляется до СО, а 10-15% - до CO₂.

Потребность в кислороде на реакции окисления примесей определяется в соответствии с уравнениями реакций окисления примесей:

[С] + ½ {О₂} = {СО};

[С] + {О₂} = {СО₂};

[Si] + {О₂} = (SiO₂);

[Mn] + {О₂} = (МnО);

/5[P] + {О₂} ⁼ 2/5 (P₂O₅).

из выражения

где g_Е - количество удаляемой при продувке примеси, кг;

 - количество молей реагирующих веществ в соответствии с уравнением реакции окисления, моль;

 - грамм-молекулярная масса реагирующих веществ, грамм/моль.

Таблица 5

Расчет окисления примесей шихты*

Расчетные показатели	С*1			Si	Mn	P	S*2	Всего
	Всего	Окисляется до СО	Окисляется до СО2
Содержится в шихте, кг	3,669			0,768	0,338	0,032	0,024
Остается после продувки, кг	0,39			0,0	0,095	0,006	0,015
Удаляется при продувке, кг	3,279	3,279 × 0,9 = 2,951	3,279 × 0,1 = 0,328	0,768	0,243	0,026	0,009	4,324
Требуется кислорода, м3 кг		2,95 × 16/12 = 3,93	0,328 × 32/12 = 0,875	0,768 ×32/28 = 0,878	0,243 × 16/55 = 0,071	0,026 × 80/62 = 0,034	-	5,788
		2,75*3	0,613*3	0,614*3	0,049*3	0,023*3	-	4,049
Образуется оксидов, кг		2,95 × 28/12 = 6,88	0,328 × 44/12 =1,203	0,768 ×60/28 = 1,645	0,243 ×71/55 = 0,314	0,026 × 142/62 = 0,06	0,009 × 72/32 = 0,020*2	10,122

Потребность в кислороде, выраженная в м³, определяется по расходу кислорода в килограммах с учетом закона Авогадро, согласно которому 1 моль любого газа занимает объем 22,4 л (в нашем случае 1 моль кислорода, имеющий массу 32 г/моль, занимает объем 22,4 литра). Тогда, объемный расход кислорода на реакции окисления можно найти из уравнения:

Поскольку более 90% удаляемой серы в сталеплавильных процессах переходит в шлак по реакции [FeS] + (СаО) = (CaS) + (FeO), в данном расчете рекомендуется принять, что вся удаляемая из металла сера переходит в шлак в виде CaS, пренебрегая малым количеством ее окисления до газообразных продуктов. Тогда потребность в кислороде на окисление серы не определяется, а рассчитывается количество образующегося сульфида кальция по методике, применяемой для определения количества образующихся в результате окисления оксидов (см. ниже).

Количество образующихся оксидов (ЕО) в результате удаления (окисления) примесей (Е) находят по уравнениям реакций (11) из выражения:

 

. Расчет количества и состава шлака

Шлак образуется в результате окисления примесей металлической шихты и растворения неметаллических материалов. Данные о количестве и составе неметаллических материалов, обычно наблюдаемые в производственной практике, приведены в таблице 6 [4].

Таблица 6

Количество и состав неметаллических материалов, используемых в классической технологии конвертерной плавки

Материал	Расход на плавку, %	Содержится в материале, %
		CaO	SiO2	Fe2O3	FeO	П.п.п.	Проч.	Итого
Известь	4,0-11,0	80-92	1-5	-	-	5-10*1	5-15	100
Плавиковый шпат	0,1-0,4	0-5	3-20	-	-	-	75-95*2	100
Твердый окислитель	0,0-1,5	1-14	4-12	58-90	1-18	-	5-10	100
Футеровка конвертера	0,2-1,0	15-65	1-5	1-2	-	2-20*3	40-80	100
Миксерный шлак	0,2-2,0	25-35	30-40	0-1,5	5-7	-	10-25	100
*1 - потери при прокаливании (П.п.п.) извести состоят в основном из СО2, образующегося при разложении недообожженного известняка. *2 - основным компонентом плавикового шпата является CaF2. *3 - содержание углерода в огнеупорном материале.

Для определения количества и состава образующегося шлака, необходимо по данным таблицы 6 выбрать конкретные значения с использованием заданных величин так, чтобы содержание компонентов в материале в сумме составляло 100%. При определении состава твердых окислителей (окатышей) необходимо кроме данных таблицы 6 использовать исходные данные (Приложение 1) о содержании в окатышах Fe и FeO, по которым можно определить Fe₂O₃ в твердых окислителях (окатышах):

Данные о расходе плавикового шпата и твердого окислителя приведены в задании (Приложение 1). Расход миксерного шлака к массе чугуна G_М.Ш, % был принят в п.5. Для его пересчета в кг следует использовать выражение - G_Ч ∙ G_М.Ш, % / 100%, кг.

В шлакообразовании принимает участие футеровка кислородного конвертера. Рабочий слой футеровки обычно выполняют из смолодоломита (MgO = 35-50%; CaO = 45-65%), смоломагнезитодоломита (MgO = 50-75%; CaO = 15-45%), периклазографита (MgO не менее 72% и углерода 6-20% или MgO не менее 84% и углерода 6-14%).

Для продолжения расчета следует выбрать один из вариантов футеровки и принять значение ее износа. В зависимости от качества огнеупорных материалов износ рабочего слоя футеровки за плавку составляет 0,3-0,7 кг/100кг металлошихты.

Расход извести следует определять расчетом по балансу оксидов CaO и SiO₂.

Количество и состав неметаллических материалов, необходимых для проведения дальнейших расчетов, необходимо свести в таблицу 7.

Известно: расход плавикового шпата - 0,1 кг (по заданию); твердого окислителя (окатышей) - 2,1 кг (по заданию); миксерного шлака - 0,5% к массе чугуна (см. п.5) или 81,5 ∙ 0,5 / 100 = 0,4 кг.

Таблица 7

Количество и состав неметаллических материалов, используемых в расчете конвертерной плавки*

Материал	Расход на плавку, % (кг/100кг)	Содержится в материале, %
		CaO	SiO2	Fe2O3	FeO	П.п.п.	Проч.	Итого	Находится расчетом	85	1	-	-	5	9	100
Плавиковый шпат	0,1	5	15	-	-	-	80	100
Твердый окислитель	2,1	2	4	88,24	0,3	-	5,46	100
Футеровка конвертера	0,5	30	3	2	-	-	65	100
Миксерный шлак	0,4	35	40	1	6	-	18	100
* - ячейки, в которых проставлен знак «-» - не заполняются

Для расчета расхода извести, количества и состава шлака, удобно составить таблицу 8. Сначала заполняются все первые колонки таблицы 8, включая колонку «Итого»:

колонка «вносится металлической шихтой» заполняется по данным таблицы 5;

колонки «вносится окатышами, футеровкой, миксерным шлаком и плавиковым шпатом» заполняются по данным таблицы 7 исходя из расхода шлакообразующего материала (кг/100 кг металлошихты) и содержания в нем соответствующей примеси (%). После заполнения колонки «Итого» определяют расход извести по формуле

где G_из - расход извести, кг/100кг металлошихты;

В - основность шлака по отношению CaO/SiO₂;

(SiO₂)_об - поступление в шлак SiO₂ из всех источников, кроме извести (колонка «Итого», кг;

(СаО)_об - то же для СаО металлошихты, кг;

(СаО)_из - содержание СаО в извести (по данным таблицы 7), %;

(SiO₂)_из - то же SiO₂, %.

Основность шлака (В) в конвертерной плавке обычно изменяется в пределах 2,5-4,0 (чаще всего 3,0-3,5). Для более глубокого удаления серы и фосфора стремятся иметь максимальную основность, но не приводящую к ухудшению жидкоподвижности шлака.

Приняв значение основности шлака определяют расход извести на плавку (кг/100 кг металлошихты) и, используя данные о составе извести из таблицы 7, заполняют колонку «Вносится известью» в таблице 8.

Для заполнения оставшихся двух колонок таблицы 8 необходимо определить уровень концентрации оксидов железа в шлаке в конце продувки. Содержание оксидов железа в шлаке не имеет прямой связи с их количеством в шихтовых материалах, а зависит, в первом приближении, от содержания углерода в металле (таблица 9).

Таблица 8

Расчет количества и состава шлака

Состав шлака, %		52,7	15,4	15,9	84,0	12,0	4,0	16,0	100,0
всего		5,423	1,591	1,633	8,647	1,235	0,412	1,647	10,294
известью		6,02 × 85× 0,01 = 5,113	6,02 × 1× 0,01 = 0,060	6,02 × 9× 0,01 = 0,541	5,715	-	-	-	5,715
Вносится, кг	итого	0,310	1,531	1,092	2,933	0,654	1,867	2,521	5,454
	плавиковым шпатом	0,1 × 5 × 0,01 = 0,005	0,1 × 15 × 0,01 = 0,015	0,1 × 80 × 0,01 = 0,080	0,100	-	-	-	0,100
	миксерным шлаком	0,4 × 35 × 0,01 = 0,140	0,4 × 40 × 0,01 = 0,160	0,4 × 18 × 0,01 = 0,072	0,372	0,4 × 6 × 0,01 = 0,024	0,4 × 1 × 0,01 = 0,004	0,028	0,400
	Футеровкой конвертера	0,5 × 30 × 0,01 = 0,150	0,5 × 3 × 0,01 = 0,015	0,5 × 65 × 0,01 = 0,325	0,490	-	0,5 × 2 × 0,01 = 0,010	0,010	0,500
	окатышами	2,1 × 2 × 0,01 = 0,042	2,1 × 4 × 0,01 = 0,084	2,1 × 5,46 × 0,01 = 0,115	0,241	2,1 × 0,3 × 0,01 = 0,630	2,1 × 88,24× 0,01 = 1,853	2,483	2,724
	металлической шихтой	- 0,015 × 56 / 32 = - 0,027*1	1,257	0,284 + 0,182 + + 0,034 = 0,500*2	1,731	-	-	-	1,731
Компоненты шлака		CaO	SiO2	Прочие	Итого	FeO	Fe2O3	Итого	Всего

*1 - количество СаО, затрачиваемое на ошлакование S металлошихты, кг.

*2 - в статью «Прочие» входят MnO, P₂O₅ и CaS, образующиеся при переходе марганца, фосфора и серы металлошихты в шлак

Таблица 9

Содержание оксидов железа в шлаке при верхней продувке*

Оксид железа	Содержание оксидов железа при содержании углерода в металле в конце продувки, %
	менее 0,10	0,10-0,25	более 0,25
FeO	20-30	15-20	10-15
Fe2O3	6-12	4-6	3-5
* - содержание оксидов железа при донной продувке в 2-2,5 раза ниже.

По данным табл. 9 принимаем FeO = 12% и Fe₂O₃ = 4%. Записываем эти значения в последнюю колонку табл. 9. На все остальные оксиды шлака в количестве 8,647 кг приходится 100 - (12 + 4) = 84%. Отсюда определяем общее количество шлака: 8,647 × 100 / 84 = 10,294 кг и заполняем все оставшиеся колонки и строки табл. 8.

В процессе продувки оксиды железа поступают в шлак при окислении железа металлического расплава кислородом дутья и при растворении неметаллических материалов. Часть оксидов железа участвует в процессах окислительного рафинирования. Содержание оксидов железа в шлаке в конце продувки зависит от соотношения процессов их образования и расходования. В свою очередь эти процессы зависят от конкретных параметров плавки.

Для упрощения расчетов можно считать, что все оксиды железа, поступающие в конвертерную ванну с неметаллическими материалами, полностью разлагаются на железо, переходящее в жидкий металл, и кислород, участвующий в окислении примесей. В тоже время оксиды железа шлака образуются за счет окисления железа металлического расплава кислородом дутья.

Тогда для продолжения расчета следует исходя из данных таблицы 9 и содержания углерода в конце продувки (см. п.3), принять содержания (FeO) и (Fe₂O₃) в конечном шлаке. Эти данные заносятся в последнюю колонку таблицы 8, а также частично заполняется колонка «Всего», для определения количества оксидов, образующихся в процессе плавки и внесенных известью (кроме оксидов железа) - G_ЕО.

Зная процентное содержание оксидов железа в шлаке и количество образующихся в процессе плавки оксидов (кроме оксидов железа) из колонки «Всего», можно определить общее количество шлака (G_ШЛ, кг)

и заполнить все оставшиеся колонки и строки таблицы 8.

сталь конвертер лом шихта

6. Расчет расхода дутья

В качестве дутья в кислородно-конвертерной плавке используют технически чистый кислород с содержанием 99,5% кислорода. Расход дутья следует определять по балансу кислорода. Кроме дутья, кислород поступает в ванну при разложении оксидов железа неметаллических материалов, а расходуется не только на окисление примесей металла, но и на дожигание чисти СО до СО₂, окисление железа, а также частично растворяется в металле и теряется в газовую фазу в начале продувки.

Расходные статьи баланса кислорода:

1. Потребность в кислороде для окисления примесей металла () определяется по данным таблицы 5.

. Расход кислорода на окисление железа определяют по количеству образующихся в конце продувки оксидов железа FeO () и Fe₂O₃ () - колонка «Всего» таблицы 8. По этим данным определяют потребность в кислороде на образование оксидов железа:

В табл. 9 в предпоследней колонке записано количество FeO (1,235 кг) и Fe₂O₃ (0,412 кг) в шлаке.

Для их образования потребуется кислорода:

1,235×16/72 + 0,412 × 48 / 160 = 0,398кг

или 0,398 × 22,4 / 32 = 0,279 м³.

При этом окисляется железа

,235 + 0,412 - 0,398 = 1,249 кг.

. Расход кислорода на дожигание СО. В зависимости от положения фурмы относительно поверхности металла 5-15% образующийся СО окисляется до СО₂. По реакции

{CO} + ½{O₂} = {CO₂}

на каждые 28 кг СО требуется 16 кг или 11,2 м³ О₂.

Зная количество образующегося при окислении углерода СО (g_СО) из таблицы 5 и приняв степень дожигания СО в полости конвертера (η_СО, %), определяют расход кислорода на дожигание СО из выражения:

Так как при окислении углерода образовалось 6,816 кг СО, то для окисления 10% этого количества (0,688 кг) потребуется кислорода:

0,688 × 16 / 28 = 0,393 кг или 0,393 × 22,4 / 32 = 0,276 м³.

Приходными статьями баланса кислорода, кроме собственно кислородного дутья, является поступление кислорода от разложения оксидов железа неметаллических материалов FeO () и Fe₂O₃ (). Количество оксидов железа, поступающих с неметаллическими материалами было рассчитано в таблице 8 - колонка «Итого». При их полном усвоении образуется кислорода:

С неметаллическими материалами поступает 0,654 кг FeO и 1,867 кг Fe₂O₃ (см. табл.9). При их полном усвоении образуется кислорода:

0,654 × 16 / 72 + 1,867 × 48 / 160 = 0,705 кг

или 0,705 × 22,4 / 32 = 0,494 м³

При этом восстанавливается железа

,654 + 1,867 - 0,705 = 1,816 кг

В итоге можно определить общую потребность в кислороде дутья для окислительного рафинирования (V_К):

V_К = +  +  - , кг

Общая потребность в кислороде дутья для окислительного рафинирования (V_К) составит:

V_К = 5,629 + 0,398 + 0,393 - 0,705 = 5,712 кг или 3,998 м³

Обычно 5-10% от этого количества приходится на потери кислорода в газовую фазу и растворение его в металле (П_O2, %). С учетом содержания кислорода в дутье (99,5%) определяется общий расход дутья (V_Д)

V_Д = (5,712 × 8 / 100 + 5,712) × 100 / 99,5 = 6,200 кг или 4,340 м³.

Избыток дутья при этом находится из уравнения

Избыток дутья примерно составит 6,200 × 8 / 100 = 0,496 кг.

 

. Расчет выхода жидкой стали перед раскислением и составление материального баланса плавки

Для расчета выхода жидкой стали перед раскислением необходимо составить баланс металла за период окислительного рафинирования.

Приход металла состоит из 100 кг металлошихты (чугуна и лома) и железа, восстановленного из неметаллических материалов. Согласно проведенных в п.7 расчетов, количество железа, восстановленного из неметаллических материалов, можно найти из выражения:

 =  +  - .

Расходная часть баланса металла включает в себя:

. Массы окислившихся примесей (Σg_Е) согласно таблицы 5.

. Массу железа, окисляющегося до FeO и Fe₂O₃, переходящих в шлак. Согласно проведенных в п.7 расчетов, количество железа, участвующего в образовании оксидов шлака, можно найти из выражения:

 =  +  - .

. Потери металла с выносами и выбросами (G_В), которые обычно составляют 1-2% (кг/100 кг металлошихты). Принимаются самостоятельно.

. Массу миксерного шлака (g_МШ, см. таблицу 7).

. Потери железа с пылью (G_П). Массу железа, теряемого с пылью определяют по формуле:

G_П = 0,00001 × V_Г × К_П × Fe_П,

где G_П - масса железа, теряемого с пылью во время продувки, кг;

V_Г - объем образующихся газов, м³;

К_П - концентрация пыли в газе, г/м³ (обычно 150-250 г/м³);

Fe_П - содержание железа в пыли (обычно 60-80%).

Приход металла состоит из 100 кг металлошихты (чугуна и лома) и железа, восстановленного из неметаллических материалов (1,816 кг, см. п.7).

Расходная часть баланса металла включает в себя массы окислившихся примесей (4,294 кг, см. табл. 6), железа (1,249 кг, см. п.7), потери металла с выносами и выбросами (обычно 1-2%, принимаем 1кг), массу миксерного шлака (0,4 кг) и потери железа с пылью.

Массу железа, теряемого с пылью определим по формуле:

G_П = 0,00001 × V_Г × К_П × Fe_П.

Принимаем К_П = 200 г/м³, Fe_П = 70%.

Тогда G_П = 0,00001 × 6,213 × 200 × 70 = 0,870 кг.

В процессе продувки газы образуются в результате окисления углерода и поступления потерь при прокаливании из неметаллических материалов (поступлением азота из дутья пренебрегаем). Масса, объем и состав образующихся газов определяются в таблице 10.

Таблица 10

Расчет образования газообразных продуктов плавки

Источник поступления		Количество, кг
		СО	СО2	Всего
Окисление углерода		6,88	1,203	8,08
Известь		-	6,02×5×0,01=0,301	0,301
Дожигание части СО		-0,688	0,688×44/28=1,072	0,390
Итого	кг	6,192	2,565	8,699
	м3	6,192×22,4/28=4,954	2,565×22,4/44=1,306	6,26
Состав газа, %		79,0	21,0	100,0

После заполнения таблицы 10, необходимо принять значения концентрации пыли в газе (К_П, г/м³) и содержания железа в пыли (Fe_П ,%), и определить потери железа с пылью (G_П) по уравнению (30).

После расчета расходных и приходных частей баланса, определяют выход жидкого металла (G_М) перед раскислением:

G_М = G_Ч + G_Л +  - Σg_Е - - G_В - g_МШ - G_П , кг.

Таким образом, выход жидкого металла (G_М) перед раскислением составит:

G_М = 100 + 1,816 - 4,294 -1,249 -1,0 - 0,4 - 0,870 =94,00 кг.

Полученные данные материального баланса кислородно-конвертерной плавки сводятся в таблицу 11. Разница между «Задано» и «Получено» в таблице 11, относят на статью «Невязка».

Таблица 11

Материальный баланс плавки

Задано		Получено
Наименование	кг	Наименование	кг
Чугун жидкий	81,5	Металл жидкий	94,003
Лом металлический	18,5	Шлак	10,294
Окатыши	2,1	Газ	8,699
Известь	6,02	Избыток дутья	0,496
Плавиковый шпат	0,1	Выносы и выбросы	1,000
Дутье	6,2	Потери железа с пылью	0,870
Футеровка конвертера	0,5	Невязка	- 0,003
Итого	114,9	Итого	115,4

8. Составление теплового баланса плавки и определение температуры металла

Приходные статьи теплового баланса

1) Физическое тепло жидкого чугуна

Q_Ч = G_Ч × (61,9 + 0,88 × t_Ч)

Q_Ч = 81,1 × (61,9 + 0,88 × 1390) = 104735,7 кДж.

) Тепловой эффект реакций окисления примесей шихты

Q_Х = 14770 × [C]_ОК + 26970 × [Si]_ОК + 7000 × [Mn]_ОК +21730 × [P]_ОК

Q_Х = 14770 × 3,246 + 26970 × 0,771 + 7000 × 0,243 +21730 × 0,026

=71003,3 кДж.

) Химическое тепло образование оксидов железа шлака

Q_Fe = 3707 × G_FeO + 5278 × G_Fe2O3

Q_Fe = 3707 × 1,235 + 5278 × 0,412 = 6753 кДж.

4) Тепловой эффект реакций шлакообразования

Q_ШО = 628 × G_СаO + 1464 × G_SiO2

Q_ШО = 628 × 5,423 + 1464 × 1,591 = 5734,9 кДж.

) Тепло дожигания СО

Q_СО = 10100 × G_СO × Z

Q_СО = 10100 × 0,682 × 0,2 = 1378 кДж.

Общий приход тепла определяется из выражения

Q_приход = Q_Ч + Q_Х + Q_FeО + Q_ШО + Q_СО ,кДж.

Q_приход =104736 + 71003 + 6753 + 5735 + 1378 = 189605 кДж.

Расходные статьи теплового баланса

1) Физическое тепло жидкого металла

Q_М = (54,8 + 0,84 × t_М) × G_М

Q_М = (54,8 + 0,84 × t_М) × 94,00 = 5151 + 78,96 × t_М.

) Физическое тепло шлака

Q_Ш = (2,09 × t_М - 1379) × G_Ш

Q_Ш = (2,09 × t_М - 1379) × 10,294 = 21,514 × t_М - 14195.

) Физическое тепло отходящих газов

Q_Г = (1,32 × t_Г - 220) × (G_СО + G_СО2)

Q_Г = (1,32 × 2000 - 220) × (6,134 + 2,565) = 21051,6 кДж.

) Затраты тепла на разложение оксидов железа неметаллических материалов

Q_Fe = 3707 × 0,654 + 5278 × 1,867 = 12278,4 кДж.

) Потери тепла с выносами и выбросам

Q_В = (54,8 + 0,84 × t_МС) × G_В

Q_В = (54,8 + 0,84 × 1550) × 1,0 = 1356,8 кДж.

) Затраты тепла на пылеобразование

Q_Д = (54,8 + 0,84 × 2000) × 0,870 = 1509,3 кДж.

) Тепло на разложение карбонатов

Q_К = 4038 × G_ИК

Q_К = 4038 × 0,301 = 1214,6 кДж.

) Тепловые потери

Приняв величину тепловых потерь равной 3% от прихода тепла получим:

Q_П = 189605 × 3 / 100 = 5688,2 кДж.

Общий расход тепла находят из выражения

Q_расход = Q_М + Q_Ш + Q_Г + Q_Fe + Q_В + Q_Д + Q_К + Q_П.

Q_расход 5151 + 78,96 × t_М + 21,514 × t_М - 14195 + 21052 + 12278 + 1357 +

1509 + 1215 + 5688 = 27842 + 100,474× t_М.

Приравняв приходную и расходную части теплового баланса, определим температуру жидкого металла в конце продувки.

Определим величину перегрева металла над температурой начала затвердевания (см. п.3).

T_ПЕР = t_М - t_ПЛ.

T_ПЕР = 1610 - 1508 = 102˚С.

Составим тепловой баланс плавки в конверторе (табл. 12).

Таблица 12

Тепловой баланс плавки в конвертере с верхней продувкой

Приход тепла			Расход тепла
Статьи прихода	Количество		Статьи расхода	Количество
	кДж	%		кДж	%
Физическое тепло жидкого чугуна	104736	55,2	Физическое тепло жидкого металла	127381	67,2
Тепловой эффект реакций окисления	71003	37,4	Физическое тепло шлака	19109	10,1
Химическое теплообразования оксидов железа шлака	6753	3,6	Затраты тепла на разложение оксидов железа неметаллических материалов	12278	6,5
Тепловой эффект реакций шлакообразования	5735	3,0	Физическое тепло отходящих газов	21052	11,1
Тепло дожигания СО	1378	0,7	Потери тепла с выносами и выбросами	1357	0,7
			Затраты тепла на пылеобразование	1509	0,8
			Тепло на разложение карбонатов	1215	0,6
			Тепловые потери	5688	3,0
Итого	189605	100	Итого	189589	100

9. Расчет раскисления и ее химического состава

Расход марганца и кремния выбирается так, чтобы остаточное содержание этих элементов в металле после раскисления находилось в пределах, установленных для выплавляемой стали. Расход алюминия следует выбирать по данным таблицы 13.

Таблица 13

Расход алюминия на раскисление стали

Показатель	Содержание углерода перед раскислением, %
	0,05-0,10	0,11-0,20	более 0,20
Расход алюминия, г/т	350	300	250

Практикой выработался определенный режим введения раскислителей в ковш, обеспечивающий наиболее полное их усвоение. Требования к введению раскислителей в ковш сводятся к следующим основным положениям:

. Наиболее полное растворение раскисляющих добавок в металл происходит в том случае, если они вводятся в металл равномерно или небольшими порциями в период, когда количество металла в ковше возрастает от 20 до 50%.

. Сначала в металл вводится марганец, имеющий относительно невысокое сродство к кислороду, затем кремний и в последнюю очередь алюминий, являющийся наиболее сильным раскислителем.

. При расчете расхода ферросплавов для раскисления и легирования необходимо учитывать остаточное содержание в металле после продувки тех элементов, которые вносятся ферросплавами, а также учитывать их угар.

Расход ферросплавов определяется по формуле

Определим расход ферромарганца

где G_Ф - расход ферросплава, кг;

[E]_С - среднее содержание элемента (марганца или кремния) в заданной марке стали, %;

[E]_М - остаточное содержание элемента в металле в конце продувки, %;

[E]_Ф - содержание элемента в ферросплаве, %;

Ue - угар элемента при раскислении, % (выбирается из таблицы 14).

Следовательно, масса металла после раскисления ферромарганцем составит:

+ 0,99 = 94,99 кг.

Определим расход ферросилиция

Таблица 14

Угар ведущего элемента при раскислении стали в ковше

Ведущий элемент ферросплава	Угар элемента ферросплава при содержании углерода в металле в конце продувки, %
	менее 0,10	0,10-0,25	более 0,25
Марганец	25-35	20-30	15-20
Кремний	30-40	25-35	20-25
Хром*	15-20	10-15	8-10
Ванадий*	20-25	15-20	10-15
Фосфор, сера*	20-35
Углерод*	30-50
Никель, медь*	0
Алюминий*	100 / 10-20**
* угар легирующего элемента после предварительного раскисления марганцем и кремнием; ** в числителе - при раскислении, в знаменателе - легировании.

При введении раскислителей в металл масса жидкой стали увеличивается. Это увеличение необходимо учитывать при расчете расхода последующих раскислителей и легирующих добавок. После расчета расхода каждого из ферросплавов и легирующих добавок, определяется количество внесенных данным материалом элементов в металл и количество продуктов раскисления.

Результаты расчета массы и химического состава стали по ходу раскисления и легирования, а также массы продуктов раскисления, заносятся в таблицу 15.

Расход алюминия на раскисление выбираем с учетом практических данных в зависимости от содержания углерода перед раскислением. Поскольку [C] = 0,39%, то принимаем расход алюминия марки А5 - 250 г/т стали. При этом поступлением кремния и марганца в металл при введении алюминия пренебрегаем из-за незначительного содержания этих элементов.

Таблица 15

Баланс элементов при раскислении стали

Расчетные показатели	С		Si		Mn		Р	S	Fe	Всего
	оста-ется	окисляется до СО	остается	окисляется до SiO2	остается	окисляется до MnО
Содержится перед раскислением, кг	0,39	-	0,0	-	0,0944	-	0,0057	0,0149	91,236	94
Вносится ферро-марганцем, кг	50%* 0,0025	50%* 0,0025	65%* 0,0013	35%* 0,0069	70%* 0,624	30%* 0,267	0,003	0,0003	0,072	0,703
Вносится ферросили-цием, кг			65%* 0,219	35%* 0,118	70%* 0,0009	30%* 0,0004	0,0002	0,0001	0,217	0,437
Содержится после раскисления, кг	0,3925		0,2203		0,7193		0,0089	0,0153	91,525	92,88
Образуется оксида, кг		0,0025× ×28/12=0,0058		0,1249× ×60/28=0,268		0,2674× ×71/55==0,345			Образуется после раскисления, кг
Состав металла, %	0,3925× 100/92,88= =0,42		0,2203× 100/92,88= =0,237		0,7193×100/92,88= =0,774		0,01	0,02	газа	шлака
									0,0058	0,613

 

. Расчет расхода материалов на всю плавку и выхода продуктов плавки

По данным о выходе годного металла (G_М) и заданной садке конвертера - G (Приложение 1) определяют расход металлошихты на плавку (G_МШ)

G_МШ = G × 100 / G_М, т.

G_МШ = 80 × 100 / 94 = 85,11 т.

Зная состав металлошихты, а именно содержание в ней чугуна (G_Ч, %) и лома (G_Л, %), определяют расходы чугуна и лома на плавку:

ΣG_Ч = G_МШ × G_Ч / 100, т;

G_Ч = 85,11 × 81,9 / 100 = 69,36 т.

ΣG_Л = G_МШ - G_Ч =85,11-69,36=15,75 т.

Расход других твердых материалов или выход жидких продуктов плавки определяют по формуле

где G_i - расход любого твердого материала (выход жидкого продукта плавки), т;

g_i - то же, кг/100кг металлошихты или %.

Для газообразных материалов эта формула имеет вид

где G_Г - расход (выход) газа, м³;

g_Г - то же, м³/100кг металлошихты.

Тогда на плавку потребуется:

Извести

Окатышей

Плавикового шпата

Дутья

Ферромарганца

Ферросилиция

Алюминия

85,11 × 6,02 / 100 = 5,124 т.

85,11 × 2,1 / 100 = 1,787 т.

85,11 × 0,1 / 100 = 0,085 т.

,11 × 10 × 6,200 = 5276,82 м³.

85,11 × 0,703/ 100 = 0,598 т.

85,11 × 0,437/ 100 = 0,372 т.

85,11 × 0,250 / 100 = 0,213 т.

Выход продуктов плавки составит:

Жидкой стали

Шлака

Газа

Пыли

Выносов и выбросов  

85,11 × 92,88/ 100 = 80,974 т.

85,11 × (10,294+ 0,448) / 100 =9,143 т.

85,11 × 10 × (8,699+ 0,0058) =7408,66 м³.

85,11 × 0,870/ 100 = 0,740 т.

85,11 × 1,0 / 100 = 0,851 т.

 

. Определение удельной интенсивности продувки, продолжительности плавки и производительности агрегата

Удельная интенсивность продувки i_уд, м³/(т×мин) определяется как отношение заданной интенсивности продувки (i, м³/мин, см. Приложение 1) к массе выплавленной стали (G_СТ, по результатам п.11)

i = 450 / 80,974 = 5,557 м³/(т×мин)

Обычно удельная интенсивность продувки изменяется в пределах 3,0-7,0 м³/(т×мин).

Продолжительность основного технологического периода плавки - продувки, определяют как время, необходимое для вдувания в конвертер расчетного количества кислорода. Зная потребность в дутье на плавку (G_дутья, м³) и заданную интенсивность продувки (i, м³/мин, см. Приложение 1) определяют продолжительность продувки

Продолжительность других периодов плавки выбирают из обычно наблюдаемых на практике значений (таблица 17).

Таблица 17

Технологические операции конвертерной плавки и их продолжительность

Технологическая операция (период) конвертерной плавки	Время периода, мин
	Наблюдаемое	Выбор
1. Осмотр и подготовка конвертера к работе	1-10	1,0
2. Загрузка лома	2-6	2,0
3. Подача первой порции сыпучих материалов	0-2	1,0
4. Заливка чугуна	2-6	3,0
5. Продувка	10-20	14,8
6. Повалка конвертера, отбор проб металла, шлака, измерение температуры	3-6	4,0
7. Выпуск металла, раскисление, легирование	4-9	6,0
8. Слив шлака	2-4	3,0
9. Неучтенные операции и задержки	0-5	2,2
Итого	30-50	37,0

Годовую производительность конвертера определяют по формуле

где Р_Г - годовая производительность конвертера, т;

- число минут в сутках;

N - число рабочих дней в году;

G_МК - выход жидкой стали после раскисления, т;

Т_ПЛ - продолжительность плавки, мин.

Чтобы обеспечить стабильную производительность цеха, равную максимальной производительности одного конвертера, в цехе необходимо иметь два конвертера: один работает, а другой находится в ремонте или резерве.

Часто в цехе устанавливают три конвертера, что дает возможность непрерывной работы двух конвертеров. В этом случае производительность цеха равна удвоенной производительности одного непрерывно работающего конвертера.

СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Марочник сталей и сплавов / Под ред. В.Г. Сорокина. М.: Машиностроение, 1989. - 638с.

2. Бигеев А.М. Математическое описание и расчеты сталеплавильных процессов. - М.: Металлургия, 1982. - 156с.

3. Бигеев A.M., Колесников Ю.А. Основы математического описания и расчеты кислородно-конвертерных процессов. М.: Металлургия, 1970. - 229 с.

4. Определение основных параметров технологии плавки стали в конвертере с верхней подачей дутья: Метод. указ. для выполнения курсовой работы. - Магнитогорск: МГМА, 1994. - 38с.

5. Теплофизические свойства топлив и шихтовых материалов черной металлургии. Справочник / В.М. Бабошин, Е.А. Кричевцов, В.М. Абзалов, Я.М. Щелоков. - М.: Металлургия, 1982. - 152с.

6. Емелин Б.И., Гасик М.И. Справочник по электрометаллургическим процессам. - М.: Металлургия, 1978. 287 с.