ВУЗ: Не указан
Категория: Не указан
Дисциплина: Не указана
Добавлен: 26.06.2020
Просмотров: 583
Скачиваний: 1
Таблиця 30 – Чад елементів розкислювачів:
|
Тип сталі |
Варіант розкислювання |
Зміст вуглецю в металі % С |
Чад елементів % |
||
|
С |
Si |
Mn |
|||
|
Кипляча |
Ферромарганцем |
до 0,10 0,11 – 0,16 0,17 і більш |
20-25 17-22 14-18 |
60-70 55-60 50-55 |
25-30 20-25 15-20 |
|
Спокійна |
Ферромарганцем і багатим феросиліцієм |
до 0,10 0,11 – 0,16 0,17 і більш |
17-22 15-20 12-16 |
25-30 20-25 15-20 |
20-25 15-20 12-16 |
Приймаємо чад елементів: C – 16%; Si – 20%; Mn – 16%; Al – 50%.
Визначаємо витрати FeMn, кг/т
Визначаємо приріст маси металі після присадки FeMn
кг
Визначаємо масу FeMn що перейшов в шлак і газову фазу
Визначення вмісту Si в металі після присадки FeMn, кг/т
Визначаємо витрати FeSi
Визначаємо приріст маси металу після присадки FeSi
Маса FeSi що перейшов у шлак і газову фазу
Визначаємо масу металу після присадки FeMn та FeSi
Визначаємо витрати Al
Визначення приросту маси металу після присадки Al
Визначаємо масу Al що перейшов у шлак
Визначення маси FeSi та Al
Визначення маси феросплавів і Al що перейшли в шлак з газової фази
Перевірка:
3.3 Розрахунок теплового балансу конвертерної плавки
Прихід тепла
1. Фізичне тепло чавуну, тобто чавун що поступає в конвертер при температурі 1315оС, вносить
Q1=75[0,755∙1180+218+0,92∙(1315-1180)]=92482,5 кДж
Де, 75 – кількість (маса) чавуну в металошихті, кг;
0,755 – середня теплоємність твердого чавуну від 0оС до температури плавлення, кДж/кг∙град;
1180 – температура плавлення чавуну, 0оС (у залежності від хім. складу коливається в межах 1150-1200оС);
218 – прихована теплота плавлення твердого чавуну, кДж/кг;
0,92 – середня теплоємність рідкого чавуну, кДж/кг∙град.
2. Тепло екзотермічних реакцій
С – СО2 0,1∙34090∙2,736 =9327,024
С – СО 0,9∙10470∙2,736 =25781,328
Si – SiO2 31100∙0,647 =20121,7
Mn – MnO 7370∙0,256 =1886,72
P – P2O5 25000∙0,009 =225
S – SO2 9280∙0,004 =37,12
Fe – Fe2O3 (у шлак)7370∙0,3493 =2574,341
Fe – FeO 4820∙0,826 =3981,32
Fe – Fe2O3 (у дим) 7370∙1,200 = 8844
--------------------------------------------------
Q2 = 72778,533 кДж
де множене – теплові ефекти, віднесені до 1 кг елементу, що окислюється, кДж/кг; множник – кількість домішок чавуну, кг, що окислюються, кг.
3. Тепло шлакоутворення
При формуванні шлаку в ньому утворюються з'єднання
(СаО)2∙SiО2 і (СаО)2∙Р2О5 і виділяє тепло:
SiO2 + 2CaO=(CaO)2∙SiО2 2320∙1,38 =3201,6
Р2О5 + 4CaO=(CaO)4∙Р2О5 4740∙0,02 =94,8
---------------------------------------------------
Q3 = 32,96,4 кДж
де 2320 і 4740 – кількість тепла від витрати 1 кг оксидів на утворення з'єднання, кДж/кг;
1,19 і 0,311 – маса оксидів, що утворюються, кг
Прихід тепла рівний
Qприх=Q1 + O2 + Q3
Qприх=92482,5+72778,553+3296,4=168557,45 кДж
Витрати тепла
-
Фізичне тепло сталі, тобто сталь нагріта до 1610оС відносить тепло
Q1=94,74∙[0,70∙1539+272+0,84∙(1610-1539)] = 133482,98 кДж
де 94,74 – маса рідкої сталі, корольків і викидів, кг
94,74=92,95+0,79+1,0
0,7 – середня теплоємність твердої сталі, кДж/кг∙град.
1539 – температура плавлення металу, оС, визначається
1540-85∙0,13=1539
де 1540 – температура плавлення чистого заліза, оС;
85 – зниження температури плавлення на 1% вуглецю, оС;
272 – прихована теплота плавлення твердої сталі, кДж/кг∙град
0,84– середня теплоємкість рідкої сталі, кДж/кг∙град.
2. Фізичне тепло шлаку, тобто шлак відносить тепло
Q2 = 9,889∙(1,2∙1610+210) = 21182,23 кДж
де 9,889 - маса шлаку, кг;
1,20 – теплоємність шлаку, кДж/кг∙град.;
210 – теплота плавлення шлаку, кДж/кг∙град.
3. Гази відносять тепло при середній температурі рівній 1500оС (температура конверторних газів коливається в межах 1400 – 1700оС і залежить від температури металу за час продування)
СО2 3548∙0,617 =2189,116
CO 2202∙4,592 =10111,584
Н2О 2760∙0,049 =135,24
О2 2298∙0,194 =445,812
N2 2172∙0,019 =41,268
SO2 3548∙0,028 =99,344
--------------------------------------------------
Q3 = 13022,364 кДж
де множене – тепловміст 1м3 гази при температурі 1500оС, кДж/м3;
множник – кількість газів, що відходять, м3(дивись таблицю 6, 3 стовпчик)
4. Тепло, що відноситься частинками Fe2O3 у димі
Q4 = 1,714(1,200∙1500+210)= 3445 кДж
де 1,20 – кількість Fe2O3 у димі.
5. Тепло, що витрачається на відновлення Fe2O3 руди і футерування
Fe2O3 до Fe (1,312∙0,9)∙824000:160 = 6081
Fe2O3 до FeO (1,312∙0,1)∙290000:160 = 237
--------------------------------------------------
Q5 = 6318 кДж
де в дужках – кількість того, що відновилося Fe2O3, кДж/кмоль;
824000 і 290000 – тепловий ефект реакцій відновлення, віднесений до 1 кмолю Fe2O3, кДж/кмоль;
160 – молекулярна маса.
6. Втрати тепла (на нагрів футерування, випромінювання через горловину конвертора та ін.).
Ці втрати складають від 3 до 6 % від приходу тепла, тоді приймаємо величину втрат приймаємо 4% від приходу
Q6 = Qприх ∙ 0,04
Q6 = 168557,45∙0,04 = 6742,29 кДж
Витрата тепла рівна
Qвитрат = Q1 + Q2 + Q3 +Q4 + Q5 + Q6
Qвитрат =133482,98+21182,23+13022,364+3445+6318+6742,29=184192,86 кДж
Надлишок тепла рівний = 184192,86-168557,45=15635,41 кДж
Таблиця 31 – Тепловий баланс
|
Прихід тепла кДж |
кДж |
% |
Витрата тепла кДж |
кДж |
% |
|
Фіз. тепло чавуну Q1 |
92482,5 |
54,86 |
Фіз. тепло сталі, Q1 |
133482,98 |
79,19 |
|
Тепло екз. реакцій Q2 |
772778,55 |
43,17 |
Фіз. тепло шлаку, Q2 |
21182,23 |
18,56 |
|
Тепло шлакоутв. Q3 |
3296,4 |
1,95 |
Гази відносять тепло, Q3 |
13022,364 |
7,72 |
|
|
|
|
Тепло віднос Fe2O3, Q4 |
3445 |
2,04 |
|
|
|
|
Тепло відновл Fe2O3, Q5 |
6318 |
3,74 |
|
|
|
|
Втрати тепла, Q6 |
6742,29 |
3,99 |
|
|
|
|
Надлишок тепла |
-15635,41 |
-9,27 |
|
Всього |
168557,45 |
99,98 |
Всього |
168557,45 |
99,97 |
Розрахунок кількості скрапу для виправлення операції
Що коректує кількість сталевого скрапу можна визначити з наступного балансового рівняння
15635,41= ∆Mскр∙[0,75∙1527+285+(1610-1527)∙0,84],
де 33321,2 – надлишок тепла на процесі, кДж;
1527 – температура плавлення скрапу, рівна температурі плавлення стали, оС;
285 – прихована теплота плавлення скрапу, кДж/кг;
0,84 – теплоємність рідкого скрапу, кДж/кг∙град
15635,41= ∆Mскр∙1757,57
звідки ∆Mскр = 8,9 кг або 8,9 % від маси металошихти.
Отже для отримання заданої температури в кінці продування плавки (у нашому випадку 16100С ) фактична витрата скрапу і рідкого чавуну в металошихті повинні бути
- скрапу : [(20±∆Mскр):(100±∆Mскр)]∙100=[(20+8,9):(100+8,9)]∙100=26,5%
- чавуну : 100-26,5 = 73,5 %
При недоліку тепла на процес фактична витрата скрапу в металошихті зменшується на відповідну величину.
3.4 Розрахунок основних розмірів конвертора ємкістю 300т.
Визначення головних розмірів конвертора.
Таблиця 32-Початкові данні.
|
Садка конвертора, м |
Діаметр, Дв, м |
Відношення Н1/Дв |
Відношення Дг/Дв |
|
300 |
6,5 |
1,7 |
0,52 |
З заданого зверху відношення Н1/Дв =1,8 при відомим значенні Дв =6,5м визначаємо величину висоти робочого простору конвертора:
Н1 = 1,8×Дв, м, ( )
де Дв - внутрішній діаметр конвертера
Н1 = 1,8×6,5=11,05
З даного відношення Дг/Дв = 0,52 визначаємо діаметр горловини:
Дг = 0,52×Дв, м ( )
Дг = 0,52×6,5= 3,38
Визначаємо висоту горловини по формулі:
;
( )
-α куток нахила до вертикалі, в конвертерах середній і великой ємкості колеблиться у межах 53-75°. Приймаемо α=60°;
tg α= 1.7315;
тоді
м
Визначаємо об’єм рідкого металу:
Vмет = 0,145×Qф, м ( )
де 0,145 – питомий об’єм металу, м3/m
300– садка конвертора, т
Тоді Vмет = 0,145×300 = 43,5 м3 ( )
Розрахуємо загальну глибину металевої ванни.
Днище конвертора улаштовується трішки увігнутим з метою підвищення його стійкості. Метал у спокійному стані вмішується у шаровому сегменті циліндричної частини конвертора, тобто:
Vмет = Vшс + Vцч, м3 ( )
Об’єм шарового сегменту визначається по формулі:
,
м3 ()
де
=
0,4 прийнята висота шарового сегменту,
висота шарового сегменту звичайно
складаї 0,3-0,5м
тоді
Об’єм циліндричної частини конвертора, який вміщує метал, дорівнює:
()
Визначаємо висоту металу, який розташован у циліндричної частини конвертора формулою
,
м3
( )
hмет = hш.с + hц.ч, м ( )
hмет = 0.4+ 0,71=1.11, м
Розраховуємо висоту шару шлаку за формулою:
,
м ( )
де Gшл – кількість шлаку, %. Приймаємо Gшл –10%
ρ- щільність шлаку, кг/м3. Приймаємо ρ- 3000 кг/м3.
Тоді
Загальна висота ванни у спокійному стані:
hв=hмет + hшл, м ( )
hв=1,11+0.3015= 1,4115 м
Висота циліндричної частини конвертера дорівнює:
Нцч =Н1 – Нг – hшс , м ( )
Нцч = 11.05 – 2,7 – 0,4 = 7,95
Визначаємо товщину футеровки конвертора
Товщина футеровки у циліндричній частині (tц) звичайно складає 650 – 1000мм у залежності від ємкості конвертора:
ємкості конвертора (tц),мм
50 650
100-130 780-830
150 870
200-250 890-930
300-400 830-1000
Приймаємо tц = 830 мм
Товщина футеровки у конічної часті tк приймається на 125 – 179 мм менш, чим у циліндричної. Приймаємо tк = 700 мм.
Товщина футеровки днища tд приймається на 110 – 125мм більше циліндричній частині . Приймаємо tд = 940 мм
Визначаємо зовнішні розміри конвертора.
Зовнішній діаметр конвертора
Д = Дв + 2tц + 2δц; ( )
де δ – товщина кожуха циліндричної частини , звичайно складає 60-100мм.
Приймаємо δц = 75 мм
Тоді Д =6,5 + 2×0.83+ 2×0,075 = 8,31 м
10.2 Загальна висота конвертора
Н =Н1 + tд + δд, м ( )
де δд – товщина кожуха днища конвертора, звичайно складає 50-70мм.
Приймаємо δд= 60 мм
Н=11,05+1,0+0,06=12,11 ( )
Відстань від рівню спокійної ванни до зрізу горловини:
Н2=Н1 – hв, м ( )
Н2= 12.11 - 1,4115 = 9,6385 м
Діаметр сталевипускного отвору dотв звичайно коливається в межах 100 – 250 мм в залежності від ємкості конвертора.
Приймаємо dотв = 150 мм.
( для тем з виробництва сталі в конвертерах і розливкою на МБЛЗ)
3.3 Визначення температури ліквідус і солідус сталі розливаємої на МБЛЗ
При безперервній розливці сталі дуже важлива підтримка оптимального рівня температури металу який розливають.
Точний розрахунок і підтримка температури металу при розливці необхідний для забезпечення високої якості безперервно литого злитку і стабільності процесу розливання.
Підвищений перегрів металу над температурою ліквідус сприяє збільшенню тріщино чутливості заготовок, розвитку стовпчастої структури злитка і таких дефектів макроструктури, як осьова ліквація і центральна пористість. Крім того, надмірно висока температура розливки металу може привести до проривів безперервно литого злитку по тріщинах.
Необхідна температура металу в проміжному ковші розраховується виходячи з температури ліквідус для кожної марки сталі
Хімічні елементи необхідні для розрахунку:
Таблиця 33 - Середній хімічний склад готової сталі SS400, %:
|
|
C |
Si |
Mn |
Cr |
Cu |
Ni |
P |
S |
|
Сталь SS400 |
0,18 |
0,27 |
0,50 |
0,035 |
0,028 |
0,0051 |
0,03 |
0,03 |
Розрахуємо температуру ліквідус, за формулою:
ТЛ =1536-∆t, ОС (7)
де 1536 – температура плавлення чистого заліза, ОС;
∆t - зниження температури плавлення заліза від вмісту в ньому домішок, яке знаходиться за формулою:
∆t=∑КЛĦ[%C, %Si, %Mn, %P, %S, %Cr, %Cu, %Ni] (8)
Таблиця 34 - Коефіцієнти різних хімічних елементів в сталі для розрахунку температури ліквідус:
|
|
Хімічний елемент |
|||||||
|
C |
Si |
Mn |
Cr |
Ni |
Cu |
P |
S |
|
|
КЛ |
80 |
14 |
4 |
1,4 |
2,6 |
1,2 |
35 |
35 |
Визначаємо зниження температури плавлення заліза від вмісту в ньому домішок за даними таблиці 34 згідно формули :
∆t=80Ħ0,18+14Ħ0,27+4Ħ0,50+35Ħ0,03+35Ħ0,03+1,4Ħ0,035+1,2Ħ0,028+2,6Ħ0,0051 = 22,38 ≈ 22 ОС
Температура ліквідус дорівнює:
ТЛ =1536-22=1514 ОС
Знаходження температури солідус.
Температура солідус для сталі SS400 визначається по аналогічній формулі, що і температура ліквідус. Коефіцієнт КС для розрахунку представлений в таблиці 35:
Таблиця 35 - Коефіцієнти різних хімічних елементів в сталі для розрахунку температури солідус:
|
|
Хімічний елемент |
|||||||
|
C |
Si |
Mn |
Cr |
Ni |
Cu |
P |
S |
|
|
КС |
180 |
19 |
6,5 |
2 |
6,5 |
9 |
173 |
696 |
Визначаємо зниження температури плавлення заліза від вмісту в ньому домішок:
∆t=180Ħ0,18+19Ħ0,27+6,5Ħ0,50+173Ħ0,03+696Ħ0,03+2Ħ0,035+6,5Ħ0,0051+9Ħ0,028 =
= 67,21 ≈ 67 ОС
Температура солідус дорівнює:
ТС =1536-67=1469 ОС
Для сталі марки SS400 температура ліквідус складає - 1514 ОС, а температура солідус - 1469 ОС.
3.4 Визначення продуктивності МБЛЗ та їх кількості
Продуктивність МБЛЗ визначається перетином злитка, швидкістю розливання, кількістю струмків, тобто числом кристалізаторів, що заповнюються одночасно з одного ковша і способу розливання.
Приймаємо, що у відділенні безперервної розливки сталі машини будуть працювати за методом «плавка на плавку». Тоді річна продуктивність МБЛЗ складе:
(9)
де Р - маса рідкої сталі в ковші, тонн;
с - число робочих діб МБЛЗ на рік;
tМ - тривалість розливання плавки, хвилин. Приймаємо tМ =50 хвилин;
tП - тривалість паузи, пов'язаної з підготовкою до розливання наступної плавки, хвилин. Приймаємо tМ =40 хвилин;
а - вихід придатних заготовок. Коливається в межах 0,95-0,97% (тобто 95-97% від маси рідкої сталі в ковші). Приймаємо а = 0,95;
m - кількість плавок в серії, відливається без перерви, (звичайно 7-10). Приймаємо m = 9.
За нормативами кількість робочих діб на рік для слябових МБЛЗ приймаємо рівним 292 доби.
Розрахунок кількості МБЛЗ виробляємо за формулою:
()
де П - річна продуктивність цеху з рідкого металу, тонн;
В - кількість резервних машин. Приймаються В = 1.
Річне виробництво придатних литих зливків становить 2,2 млн. тонн спокійної сталі. З урахуванням втрат на МБЛЗ кількість рідкої сталі складе:
Тоді кількість МБЛЗ для отримання слябів складе:
Приймаються 2 машини для відливання слябів.
Таким чином, у відділенні безперервної розливки сталі буде встановлено 2 МБЛЗ.
( для тем з виробництва сталі в ДСА)
1.Загальна частина
1.1. Визначення кількісті мартенівських печей
Продуктивність мартенівських цехів з великовантажними печами досягає до 5 млн. т стали в рік,
Визначаємо кількість мартенівських печей по формулі
n = Q/Т×Р×k
де Q — виробництво мартенівського цеху по маси рідкої сталі, т;
Т— число робочої доби печі в році змінюється від 335 до 340т приймаю 333 доби;
Р— ємкість печі,т
k — кількість плавок на добу;
для 200 т печі 4 плавки на добу,
для 300т печі 5 плавок на добу,
для600 т печі 2-3 плавки на добу,
для ДСА 11-12 плавок на добу
Число робочої доби печі в році змінюється від 335 до 340, знижуючись при збільшенні інтенсивності продування ванни киснем у зв'язку із зменшенням при цьому стійкості зведення печі. Вихід придатних злитків складає 97,5—99,4% від маси рідкої сталі; витрата металевої шихти на 1 т злитків останніми роками складає близько 1140 кг Дані про тривалість плавки в сучасних мартенівських печах, що працюють рудним для скрапу процесом, приведені в таблиці. 2.