Расчет дуговых печей

Расчет дуговых печей

Курсовая работа

Расчёт дуговых печей

Введение

дуговой печь энергетический трансформатор

В настоящее время в литейных цехах машиностроительных предприятий в качестве плавильных агрегатов широко используются электродуговые печи постоянного тока (ДППТ) и переменного тока (ДСП). Эти печи имеют аналогичные исполнения основных конструктивных элементов, одинаковые схемы загрузки шихты и разлива металла, используют одни и те же огнеупорные материалы, позволяют применить одни и те же технологические процессы плавления и доводки металла. Однако имеются и существенные различия в компоновке конструкции печей, характере ведения плавки и в составе оборудования, что вызвано различием в характере физических процессов в дугах постоянного и переменного тока, а так же различием в характере взаимодействия электромагнитного поля постоянного и переменного тока с жидкометаллической ванной. Учет этих различий позволяет определить зоны наиболее эффективного применения печей ДППТ и ДСП. В отличие от ДСП, ДППТ имеет один вертикально расположенный сводовый электрод, который закреплен в корпусе электрододержателя и через отверстие в центре свода введен в плавильное пространство электропечи. Это позволяет выполнять печи ДППТ более газоплотными, чем ДСП, а также обеспечивает более равномерный прогрев шихты и футеровки по периметру ванны без локальных перегревов футеровки напротив электродов и более низкой скорости плавления на откосах в промежутках между электродами, как это имеет место в ДСП.

1. Определение геометрических параметров дуговой печи

Объем жидкого металла в количестве, равном номинальной емкости печи:

 ,

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

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

диаметр зеркала расплава:

глубина ванны по жидкому металлу:

расчетный объем шлака принимаем равным 10% объема расплава:

высота слоя шлака:

диаметр зеркала шлака:

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

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

Внутренний диаметр футеровки стены:

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

Внутренний диаметр кожуха:

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

Дополнительные данные для расчета:

1) требуемое количество жидкого металла G_ж=175т;

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

) угар завалки К_уг=5%;

) t_пл=1510⁰С;

) t_пер=1560⁰С;

) t₀=10⁰С.

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

Энергия, необходимая для нагрева и расплавления скрапа:

Энергия, необходимая для перегрева расплава:

Количество шлака в период расплавления:

Энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева шлака:

Искомая суммарная полезная энергия периода расплавления:

Удельная полезная энергия:

на 1т металлической завалки

На одну тону жидкого металла:

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

Или на одну тону жидкого металла:

3. Определение тепловых потерь через футеровку

Определяем удельные тепловые потери нижнего участка стены для двух крайних случаев - при полной толщине новой огнеупорной кладки 440 мм и при изношенной до толщины 220 мм кладки. По данным таблицы 1.2 приложения 1 коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича

 ,  

коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной  в первом приближении:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 300⁰С (приложение 1, табл. 1-3) составляет q^/₀=7400 Вт/м². Так как расхождение значений q^/ и q^/₀ незначительно, уточнения температуры t^/₂, коэффициента теплопроводности ^/ и удельных тепловых потерь q^/ не требуется. При толщине огнеупорной кладки при износе  для определения тепловых потерь зададимся температурой кожуха t^/₂=400⁰С. Коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича при этих условиях:

Тепловые потери через стену толщиной

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 350⁰С составляет q^/₀ = 13500 Вт/м².

Для средней толщины нижнего участка стены 0,75·0,44 = 0,33 м расчетные удельные тепловые потери:

Расчетная внешняя поверхность нижнего участка стены:

Тепловые потери нижнего участка стены:

Для среднего участка стены при толщине кладки 380 мм задаемся температурой кожуха t^/₂=350⁰С и определяем коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной  = 380 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 350⁰С (приложение 1, табл. 1-3) составляет q^/₀ = 10200 Вт/м². При незначительном расхождении величин q^/ и q^/₀ дальнейшего уточнения расчета не требуется.

При толщине кладки 190 мм задаемся температурой кожуха t^/₂=450⁰С. Коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стенку  = 190 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t^/₂ = 450⁰С составляет q^/₀ =17300 Вт/м², что весьма близко к значению q^/, то есть уточнения расчет не требует.

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

Тепловые потери среднего участка стены:

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

Тепловые потери через стену толщиной 300 мм:

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

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

Тепловые потери через стенку толщиной 150 мм:

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

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

Тепловые потери верхнего участка стены:

Суммарные тепловые потери стены:

Для сферического сегмента радиусом R и высотой h боковая поверхность равна:

, где

; ;

 ;

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

Для плотного магнезита марки МП - 89 (приложение 1, табл. 1-2)

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

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

При этих условиях:

Удельные тепловые потери в первом приближении:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 200⁰С q^/₀ = 3680 Вт/м². Это говорит о том, что при принятых в первом приближении  и температура t₃ должна быть ниже предварительно принятой.

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

При этих условиях:

Удельные тепловые потери во втором приближении:

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

Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки:

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

Внешняя поверхность футеровки пода составляет:

Тепловые потери через футеровку подины:

Искомые суммарные тепловые потери через футеровку:

Определить тепловые потери излучением через рабочее окно с водоохлаждаемой дверцей дуговой сталеплавильной печи емкостью 175 т (рис. 1).

Поверхность, воспринимающая излучение из печной камеры определяется приближенно:

Размеры окна: В=900 (мм), S=150 (мм), h=1100 (мм), s=150 (мм)

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

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

5. Тепловые потери с газами

Определить тепловые потери с газами дуговой сталеплавильной печи емкостью 175т, если подсос холодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях J = 6275 м³/ч.

Принимается t_ср выходящих из печи газов 1500 ⁰С, определяем среднюю удельную теплоемкость воздуха. По табл. 1-5 (приложение 1) удельная теплоемкость воздуха c_в при 0 ⁰С составляет 0,278, а при 1000 ⁰С - 0,354 Вт×ч/(кг×⁰С). Интерполируя данные табл. 1-5 получаем удельную теплоемкость воздуха при

Масса проходящего через печь воздуха:

где g₀ = 1,293 кг/м³ - плотность воздуха при 0 ⁰С.

Искомые тепловые потери с газами:

6. Тепловые потери в период межплавочного простоя

Коэффициент неучтенных потерь приравнивается равным 1,15. Определяем искомые потери, используя полученные в предыдущих примерах: Q_ф, Q_изл, Q_в

. Энергетический баланс периода расплавления

Для нашего случая принимаем в расчете t_пр= 40 мин = 0,667 ч.

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

По данным примера 2 полезная энергия периода расплавления составляет 76181кВт×ч, тогда:

искомое количество электроэнергии при h_эл= 0,9 равно:

Удельный расход электроэнергии на 1т жидкого металла:

Удельный расход электроэнергии на 1т металлической завалки:

8. Определение мощности печного трансформатора Принимая длительность расплавления под током t_р.т= 1,5 ч определяет среднюю активную мощность печи в период расплавления:

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

9. Выбор напряжения печи и диаметра электрода

Выбор диаметра электрода дуговой печи емкостью 175т.

Принимая верхнюю ступень вторичного напряжения U₂=675 В, определяем номинальный ток печи:

Принимая допустимую плотность тока D = 8 А/см², определяем диаметр графитированного электрода:

10. Упрощенная методика составления энергетического баланса периода расплавления

Мощность тепловых потерь в период межплавочного простоя:

Упрощенный энергобаланс периода расплавления:

Удельный расход электроэнергии на 1т расплава:

Удельный расход электроэнергии на 1т металлической завалки:

Для обеспечении времени расплавления под током 1,5 ч средняя активная мощность печи должна составлять:

Необходимая кажущаяся мощность печного трансформатора при среднем значении Cosj = 0,7 и коэффициента использования мощности в период расплавления K_исп= 0,85 составляет:

Ближайшее стандартное значение установленной мощности печного трансформатора по ГОСТ 9680-77: 100000

Заключение

В ходе курсовой работы были получены практические навыки по расчету: геометрических параметров ДСП, необходимого количества теплоты для расплавления, в печи основного типа, металла весом 175 тонн, тепловых потерь через футеровку и рабочее окно дуговой сталеплавильной печи, мощности трансформатора и напряжение печи.

Список используемых источников

1. Электротехнологические промышленные установки: Учебник для вузов / И.П. Евтюхова, Л.С. Кацявич, Н.М. Некрасова, А.Д. Свенчанский; Под ред. А.Д. Свенчанского. - М.: Энергоиздат, 1983. - с., ил.

. Методические указания к курсовой работе (курсовому проекту) для студентов специальности 18.05.00 электроэнергетического факультета. - Саратов: СГТУ, 2000. - 33 с.