Утилизация конвертерного газа в кислородно-конвертерном производстве стали

Источником тепла в конвертере являются физическое и химическое тепло чугуна, а также теплота реакций шлакообразования, определяемая количеством примесей в чугуне. Расходные статьи теплового баланса состоят из физического тепла стали, шлака, отходящих газов, потерь металла при продувке и прочих потерь тепла. Следовательно, резервы улучшения теплового баланса заключаются в увеличении вносимого физического и химического тепла и снижении потерь тепла (через корпус конвертера, его горловину, на нагрев футеровки конвертера при ее остывании, с отходящими газам, охлаждающей фурму водой и шлаком).

Примерная схема теплового баланса представлена на рисунке 5.

Потери тепла конвертером через корпус, на нагрев футеровки через горловину, с охлаждающей фурму водой приведены в пределах 1,5-3,0 % от прихода тепла, наблюдаемых на практике при четкой организации работы конвертеров: без простоев, додувок, длительных периодов ожидания анализа. При неритмичной работе конвертеров потери тепла по указанным статьям расходной части теплового баланса увеличиваются.

1 - энтальпия чугуна; 2 - теплота окисления углерода до монооксида; 3 - теплота окисления углерода до диоксида; 4 - теплота окисления кремния; 5 - теплота окисления марганца; 6 - теплота окисления фосфора; 7 - теплота реакций связывания в шлаке SiO₂ и P₂O₅; 8 - теплота образования оксидов железа шлака; 9 - теплота образования дыма; 10 - энтальпия миксерного шлака; 11 - энтальпия стали; 12 - энтальпия шлака; 13 - энтальпия газов; 14 - теплота диссоциации влаги шихты; 15 - теплота диссоциации карбоната кальция из шихты; 16 - теплота диссоциации оксидов железа шихты; 17 - энтальпия оксидов железа дыма; 18 - энтальпия выбросов; 19 - энтальпия железных корольков в шлаке; 20 - потери тепла.

Рисунок 5 - Примерная схема теплового баланса конверторной плавки

В приходной части теплового баланса, кроме физического тепла чугуна, очень велика доля от окисления углерода. Она составляет около 47 % всего тепла, выделяемого в ванну химическими реакциями, и достигает, по данным других исследований, максимальной величины 58 % при меньшем расходе металлолома и соответственно большем чугуне. Заметна роль в тепловом балансе концентрации кремния в металлическом расплаве. Каждая 0,1 % Si вносит в ванну конвертера 1,8 МДж на 100 кг металлической шихты. Тепло реакции окисления кремния достигает 13-20 % от общего количества тепла химических реакций. Значительно менее существенную роль играет содержание марганца в металлическом расплаве.

Таким образом, углерод при кислородно-конвертерном переделе обычного чугуна является главным топливом процесса. Можно считать надежно установленным, что при интенсивности продувки 3 м³/минМт доля углерода, окисляющегося в ванне конвертера до СО, составляет 0,9, а до СО₂ - 0,1 /21/.

Если бы весь углерод окислялся в ванне конвертера до СО₂, приход тепла от его окисления увеличился бы в 2,4-2,6 раза. Роль других элементов в тепловом балансе плавки в сравнении с углеродом невелика. В результате повышения концентрации углерода в металлической ванне и увеличения его доли, окисляемой до СО₂, можно значительно улучшить тепловой баланс кислородно-конвертерного процесса.

2.2 Анализ теплового баланса современного кислородного конвертера

Уравнение теплового баланса (кДж/100 кг металлошихты) может быть записано следующим образом

Q_ф.т + Q_С + Q_экз + Q_ф.ск + Q_ф.ч = Q_м + Q_шл + Q_энд + Q_{ух.пр.ок} + q_пот, (5)

где Q_х.т - химическое тепло технологического газа;

Q_ф.т - физическое тепло топлива, поданного для горения;

Q_С - количество тепла, выделившееся при окислении углерода жидкого чугуна;

Q_экз - тепло экзотермических реакций (кроме окисления углерода);

Q_ф.ск - физическое тепло металлического лома;

Q_ф.ч - физическое тепло жидкого чугуна;

Q_м и Q_шл - физическое тепло металла и шлака;

Q_энд - тепло эндотермических реакций;

Q_{ух.пр.ок} - физическое тепло отходящих газов;

q_пот - иные виды тепловых потерь.

Необходимо отметить, что величина Q_С может быть представлена как сумма двух слагаемых Q_С = Q_С>СО + Q_С>СО2. Конечно, нельзя абсолютно точно утверждать, что углерод, содержащийся в расплавленном металле, окисляется только до СО. Однако экспериментальными работами установлено, что окисление углерода до СО носит преобладающий характер /1/. Тогда

Q_х.т + Q_ф.т + Q_С>СО + Q_С>СО2 + Q_экз + Q_ф.ск + Q_ф.ч = Q_м + Q_шл + Q_энд + (6)

+ Q_{ух.пр.ок} + q_пот.

Анализ материального и теплового балансов конвертерной плавки показывает, что безвозвратные потери тепловых и материальных ресурсов в современном конвертерном процессе очень велики.

Таким образом, следует, что одной из важнейших задач дальнейшего развития и совершенствования кислородно-конвертерного производства является снижение материальных и тепловых потерь.

Предлагается уделить исключительно серьезное внимание утилизации тепла отходящих газов и считать их не отходом, а дополнительным продуктом конвертерной плавки. Газы на выходе из конвертера содержат около 0,95-1,05 МДж тепла на 1 т стали. Из этого количества - физического тепла около 20 %, химического 80 %.

Очевидно, что для повышения энергетической эффективности конвертерного процесса наиболее целесообразно использовать энергию отходящих газов.

Каковы пути этого использования?

В первую очередь - это получение пара в ОКГ с использованием для этого физическое тепло газов.

Во вторую очередь - это нагрев технологического газа путем сжигания его в струе кислорода. Дожигая определенную часть этого газа кислородом, возможно, соответственно повысить выделение тепла в конвертерном переделе, направив его, например, на повышение доли перерабатываемого лома. Также, этим же газом можно подогревать лом в самом конвертере.

Конвертерный газ - высококачественное технологическое и энергетическое топливо. Энергетическая ценность конвертерного газа определяется высокой теплотой сгорания и малым выходом продуктов сгорания на единицу получаемой теплоты, что обеспечивает высокий коэффициент использования топлива.

В работе показано, что применение нагрева отходящего газа с целью увеличения расхода металлолома в шихте конвертеров, сравнительно с обычной долей лома в металлозавалке, может быть связано со снижением производительности цеха, которое в реальных условиях может быть компенсировано установкой дополнительных конвертеров.

2.3 Предварительный подогрев металлического лома и его значение

Необходимость использования все увеличивающегося в каждой стране количества металлического лома требует повышение его доли в металлической завалке современных конвертеров.

Одним из методов повышения доли металлического лома является обеспечение его предварительного подогрева.

Предварительный подогрев металлического лома для использования его в кислородных конвертерах может осуществляться как непосредственно в конвертере, так и в специальных загрузочных емкостях. Подогрев лома в конвертерах осуществляется с использованием газокислородных горелок, в которых чаще всего сжигается природный газ /22/.

Требования к лому для конвертеров по плотности и габаритам определяются технологией плавки. В процессе с продувкой кислородом сверху максимальная крупность кусков лома ограничивается, поскольку слишком большие куски могут не успеть раствориться в металле за время продувки. Для конвертеров вместимостью 100 т (500 т) и более размеры кусков стального лома не должны превышать 300 (400)?350(400)?1000 мм, пакетов 700?1000?2000 мм. При донной и комбинированной донно-верхней продувке кислородом в результате более равномерного перемешивания ванны и режущего действия донных кислородных струй условия расплавления тяжеловесного лома улучшаются, поэтому обычно в конвертер с донным и комбинированным дутьем загружают слитки, обрезь их нижних торцов, прибыли и ковшевые настыли.

Для ускорения завалки и повышения производительности желательно обеспечить конвертеры подготовленным к плавке металлоломом: обрезью обжимных станов и пакетами.

Конвертеры как ломоплавильные агрегаты имеют ряд преимуществ перед электро- и мартеновскими печами: значительно большая скорость плавления лома (примерно в 10, а при донном дутье более, раз) в результате интенсивной циркуляции продуваемого металла, определенная возможность переработки лома без ввода внешней энергии в агрегат (для переплава лома в мартеновских и электропечах неизбежно энергопотребление), низкая стоимость переработки лома в сталь.

В действующих цехах подогрев металлолома вне конвертера трудно осуществим, прежде всего, из-за отсутствия площадей для размещения подогревательных устройств, расположение и размер которых отвечают условиям целесообразной организации производства и обеспечивают синхронизацию работы подогревательной установки и конвертера.

При проектировании новых цехов в ряде случаев целесообразно планировать место размещения самостоятельных установок для нагрева скрапа и сооружения специального оборудования с автоматикой и соответствующими коммуникациями, несмотря на недостатки метода. Особенно важно предусмотреть транспортировку горячего металлолома на короткие расстояния в приспособленных для этой цели простых загрузочных устройствах.

Подогрев металлолома в конвертерах следует в первую очередь применять в тех отечественных цехах, где есть резервы повышения производительности или имеют место значительные вынужденные простои (в частности, из-за отсутствия шихты). Данный метод проще рекомендуемого для новых цехов, но требует больших расходов тепла, огнеупоров и тщательного контроля состояния футеровки, снижает производительность конвертеров, что должно, прежде всего, учитываться при организации его внедрения.

По мнению и результатам расчетов авторов /21/ способ подогрева лома в конвертерах при выплавке сталей массового назначения (углеродистых и низколегированных) экономичнее переплава в электропечах. Это же косвенно подтверждается высокой эффективностью подогрева лома для электропечей путем сжигания топлива в условиях многих стран, определяемой сокращением периода плавления, расхода электроэнергии, повышением производительности и качества выплавляемого металла. Следует отметить, что в действующих отечественных конвертерных цехах есть значительные резервы повышения производительности. В настоящее время длительность плавки составляет 40-53 мин, в ближайшие годы она может быть сокращена до 30-35 мин за счет внедрения мероприятий по улучшению подготовки лома и ускорению его завалки, сокращению загрузочно-вспомогательных операций, интенсификации продувки, широкого применения систем автоматического управления плавкой и цехом в целом, а также усовершенствования систем газоочистки и газоотводящего тракта. Одновременное осуществление подогрева лома в конвертерах и мероприятий, сокращающих длительность цикла процесса, не вызывают снижения производительности цехов.

Подогрев в конвертерах изменяет и упрощает требования к металлолому. При этом в ряде случаев предпочтителен легковесный лом, как материал с высокой удельной поверхностью, пропорционально которой возрастает теплопоток к нему от факела пламени. Чтобы не увеличивать время завалки и одновременно быстро достигать заданной температуры нагрева, средняя насыпная плотность лома в конвертерах должна быть в пределах 0,8-2,0 т/м³. Донный и донно-верхний подогревы эффективнее верхнего и рекомендуются к широкому распространению. С теплотехнической точки зрения, обеспечения высокого коэффициента использования тепла в основе донного и верхнего подогрева должно лежать использование твердого углеродсодержащего топлива.

Нагрев металлического лома отходящим газом

Нагрев металлического лома отходящим газом сталеплавильных конвертеров позволит одновременно решить две проблемы - повысить долю лома в шихте кислородно-конвертерной плавки и утилизировать физическое и/или химическое тепло конвертерного газа, который в настоящее время используется недостаточно эффективно.

По ориентировочным данным, предварительный подогрев металлолома до 800 °С позволяет повысить его долю на 10 % от массы металлошихты, длительность подогрева составляет обычно ~10 мин.

Эффективность подогрева лома может быть оценена по следующему уравнению /21/

G_л = Q_изб /(q_л + 0,01Q_изб - ?Тс_л), (7)

где G_л - доля лома, %;

О_иэб - избыточное тепло процесса, кДж/100 кг чугуна;

?Т - степень подогрева металлолома, К;

с_л - теплоемкость твердого лома, кДж/(кгК), для температур обычного нагрева лома может быть принята равной 0,7;

q_л - охлаждающий эффект металлолома, кДж/кг.

Q_изб =10³[(35-0,419 з) Si + 6,7Mn + 15,9C +8,38 +0,0817 t_чуг] - [(1,84 + 2,68 з) Si + 0,71Mn +3,29C + 85,476]t_ст, (8)

где знаки элементов - окислившееся количество их, % массы чугуна;

з - желаемая основность шлака (CaO)/(SiO₂);

t_чуг - температура заливаемого чугуна, ⁰С;

t_ст - температура стали на выпуске, ⁰С.

Уравнение (5) учитывает изменения в процессе, связанные с повышением расхода лома: снижение расхода чугуна, извести, количества внесенных примесей и др.

На рисунке 6 представлены количества переплавляемого металлолома при различных температурах его нагрева. Эти данные подтверждены дальнейшей практикой и хорошо совпадают с результатами вычислений по уравнениям. Кривые рисунка 6 показывают, что обычное для металлической шихты содержание, например 28 % лома, может быть увеличено до 40 %, если его температура будет равна 815 °С. Нагрев до более высоких температур приводит к избыточному окислению, потерям металла и другим нежелательным последствиям. При отсутствии окисления металла более высокие температуры нагрева были бы целесообразнее (см. рисунок 6 , верхняя кривая).



Рисунок 6 - Влияние температуры нагрева скрапа (цифры на кривых) на его долю в металлической шихте

Наибольшие трудности при подогреве лома связаны, с правильным определением эффективности этого процесса. Трудности связаны с наличием большого количества переменных факторов, определяющих термический к.п.д., и прежде всего с тем, что при высоких температурах подаваемое топливо не сгорает полностью до СО₂ и Н₂О. Когда лом с поверхности начинает плавиться, жидкое железо, имеющее высокое сродство к кислороду, окисляется, что также тормозит сгорание топлива. По ходу подогрева тепловой поток снижается вследствие повышения температуры дыма, уменьшения перепада температур и образования на кусках лома малотеплопроводного слоя оксидов железа.

При чрезмерном перегреве термический к.п.д. снижается, удлиняется нагрев, повышается степень окисленности железа лома. Сильное окисление лома вызывает бурные реакции при заливке чугуна, удлиняет ее, снижает производительность конвертера, требует большой осторожности от ведущих плавку. Температура нагрева до 800 °С может считаться оптимальной при использовании слабоокислительного факела. Попытки нагревать металлолом восстановительным факелом с расходом кислорода по отношению к стехиометрическому 0,5-0,9 показали, что окисление лома при этом снижается. Однако одновременно резко уменьшается термический к.п.д., удлиняется нагрев и возрастает содержание водорода в отходящих газах и системах газоочисток, что усложняет их работу.

2.4 Нагрева лома технологическим газом

Как уже отмечалось ранее, нагрев металлического лома отходящим газом сталеплавильных конвертеров позволит одновременно решить две проблемы: повысить долю лома в шихте кислородно-конвертерной плавки и утилизировать тепло конвертерного газа, что в свою очередь благоприятно скажется на тепловом балансе конвертерной плавки.

Сжигание газа в чистом кислороде обеспечивает температуру факела, превышающую 2000 ⁰С. В этих условиях для быстрого нагрева металлического лома необходимо технологический газ сжигать в непосредственной близости от металла, обеспечивая тем самым высокий уровень теплоотдачи (излучением) конвекцией. Учитывая высокую производительность конвертеров, подогрев металлического лома должен производиться быстро, во избежание снижения общей производительности конвертера и цеха.

При сгорании технологического газа между кусками легковесного и габаритного лома, имеющего развитую тепловоспринимающую поверхность, нагрев лома будет осуществляться в основном вследствие конвективной и радиационной теплопередачи от факела. Очаги горения будут наблюдаться в свободном пространстве между пакетами.

В процессе с предварительным нагревом металлолома изменяется цикл плавки. Имеется период нагрева металлолома, но остальные периоды плавки сокращаются, снижая почти вдвое вынужденные затраты времени на нагрев. В основном время экономится на периоде продувки за счет снижения расхода чугуна и, следовательно, длительности рафинирования. Время экономится и на периоде от конца продувки до начала выпуска в результате более точного попадания в анализ. Как показывает практика, на плавках с предварительным нагревом лома приблизительно на 10 % увеличивается число плавок низкоуглеродистой стали, готовых к выпуску при первой повалке.

Выход годной стали в плавках с предварительным нагревом металлолома выше на 0,4-0,5 % при получении низкоуглеродистых сталей. Это связано с уменьшением содержания примесей в металлошихте, снижением концентрации железа в шлаке (более "горячий" ход плавок) и сокращением числа выбросов в процессе продувки /23/.

На плавках с нагревом металлолома снижается содержание оксидов железа в шлаке.

Работа с подогревом лома требует большой осторожности и строгого контроля процесса. Если не будет обеспечен достаточный приход тепла или доля металлолома растет вследствие использования высокосернистого лома низкого качества, увеличится число додувок для нагрева плавок при низком содержании углерода (0,05 %), понизится выход годного на 2,0-2,5 % вследствие возрастания содержания FеО в шлаке, повышенных потерь с выбросами и неполного усвоения ферросплавов, увеличится расход флюсов, остаточное содержание в стали неметаллических включений, серы и азота.

Развитие метода предварительного нагрева лома в кислородных конвертерах должно идти в направлении сокращения продолжительности нагрева, что обеспечит повышение производительности цехов.

Для предварительного подогрева лома будут использоваться донные фурмы конвертера в качестве фурм-горелок.

Длительность плавки в связи с завалкой увеличенного количества лома и его предварительным нагревом увеличивается, несмотря на сокращение периода продувки (вследствие уменьшения расхода чугуна). Чем больше пропускная способность газоотводящего тракта, тем больше может быть тепловая мощность фурмы-горелки и тем меньше времени будет затрачиваться на нагрев лома.

Исследования авторов /24/ показали, что увеличение расхода лома сверх 35 % при комбинированной продувке без его предварительного нагрева нецелесообразно, поскольку холодное начало процесса приводит к повышенному угару железа и неконтролируемым выбросам.

А увеличение расхода лома сверхуказанного предела (35 %) до 40-45 % и более может быть осуществлено только путем предварительного нагрева лома.

В приложении А показана зависимость доли чугуна от температуры лома, найденная расчетным путем, а в приложении Б дана зависимость средней температуры нагрева от времени нагрева металлического лома.

2.5 Расчет нагрева легковесного лома

Как правило, нагрев не является симметричным, что учитывается введением расчетной толщины изделия /25/, определяемой по формуле

S = м ? д, (9)

где д - геометрическая толщина, м;

м - коэффициент несимметричности нагрева, равный 0,5.

В данном расчете рассматривается лом с геометрической толщиной 0,03 м и температурой t_м^нач = 0 ⁰С. Принимаем температуру продуктов сгорания в начале зоны Т_{пр.сгор.} = 2000 ⁰C (1000 ⁰С). Средний коэффициент теплоотдачи а = 100 Вт/м²К, определяем время нагрева лома заданной формы.

Критерий Био:

Bi = a ? S / л (10)

температурный критерий для поверхности металла:

_пов = (t_п^ср - t_м^кон):( t_п^ср - t_м^нач) (11)

По номограмме находим значения критериев Фурье, а затем соответствующие им времена нагрева лома до заданной температуры

ф = Fo ? S² : б. (12)

Используя полученные значения критериев Bi и Fo, найдем величины температурных критериев для центра лома _ц и температуру в центре лома

t_ц = t_п^ср - ( t_п^ср - t_м^нач) ? _ц (13)

Данные, полученные в результате расчетов, представлены в таблице 2.

Таблица 2 - Результаты расчета нагрева легковесного лома для малоуглеродистой стали

S, м	tмпов, 0С	tмцентра, 0С	tмср, 0С	л, Вт/мК	б , м2/с	Bi	пов	Fo	ф, мин	центра
Тпр.сгор. = 2000 0C
0,015	400	320	360	46,8	10,52Е-06	0,03	0,8	6,4	2,3	0,84
0,015	600	560	580	37,8	6,72Е-06	0,04	0,7	8	4,5	0,7
0,015	800	740	770	31,4	4,52Е-06	0,05	0,6	10	8,3	0,63
0,015	900	800	850	28,8	5Е-06	0,055	0,5	13	9,75	0,55
Тпр.сгор. = 1000 0C
0,015	200	150	175	53,3	13,2Е-06	0,03	0,8	7,5	2,1	0,85
0,015	350	300	325	47,7	11,18Е-06	0,03	0,65	12	4,0	0,7
0,015	450	400	425	43,9	9,3Е-06	0,03	0,6	20	8,0	0,6
0,015	550	500	525	39,8	7,63Е-06	0,04	0,35	26	12,7	0,5

2.6 Нагрев технологического газа

Исследуем горение усредненного состава конвертерного газа для того, чтобы узнать, как измениться этот состав при горении с различными расходами кислорода, низшая теплота сгорания и температура продуктов сгорания.

Технологический газ сжигаем в потоке кислорода до температуры 2000 ⁰С.

Усредненный состав конвертерного газа приведен в таблице 3.

Таблица 3 - Усредненный состав конвертерного газа, %

CO	CO2	H2O	H2	N2
77,61	18,74	1,04	1,06	1,55

Расчет проведем на 100 м³ /25/.

Объем продуктов сгорания V_ПС= 1 м³/м³.

При a=1 =0,01[0,5(CO+H₂)]=0,393 м³/м³.

=0,01[0,5(CO+H₂)] (14)

Низшая теплота сгорания конвертерного газа заданного состава равна

= 127,7СО+108 H₂ (15)

Найдем энтальпию продуктов сгорания

=/ V_ПС (16)

При температуре t_K истинная энтальпия продуктов сгорания равна

, (17)

где - энтальпии, кДж/м³, газов при различных температурах и постоянном давлении 101,3 кПа (приложение II, стр. 345 /4/)

- объем газов, м³/м³.

Затем находим калориметрическую температуру горения

(18)

и действительную температуру продуктов сгорания

, (19)

где - пирометрический коэффициент.

Сведем все полученные данные в таблицу 4.

Таблица 4 - Изменение состава и температуры конвертерного газа от коэффициента расхода воздуха

	окислится	, м3/м3	, кДж/м3	tK, 0C	tдейств, 0C	Состав технологического газа, %
						CO	CO2	H2O	H2	N2
0,05	0,05(CO+H2)	0,01965	501	343	292	74,75	22,60	1,10	0,05	1,50
0,08	0,08(CO+H2)	0,03144	802	528	449	72,42	24,90	1,10	0,08	1,50
0,10	0,1(CO+H2)	0,0393	1003	644	547	70,80	26,50	1,10	0,10	1,50
0,20	0,2(CO+H2)	0,0786	2005	1161	987	62,90	34,20	1,20	0,20	1,50
0,30	0,3(CO+H2)	0,1179	3007	1613	1371	55,00	42,00	1,30	0,30	1,50
0,40	0,4(CO+H2)	0,1572	4010	2017	1714	46,60	49,90	1,50	0,40	1,60
0,50	0,5(CO+H2)	0,1965	4985	2377	2020	38,80	57,50	1,60	0,50	1,60

В приложении В показано, что с ростом расхода кислорода увеличивается количество СО₂ в газах и уменьшается количество СО, что связано с дожиганием СО до СО₂ по реакции: СО+1/2О₂=СО₂. Также увеличивается калометрическая температура - температура продуктов сгорания.

Взрывобезопасность газоотводящего тракта

Необходимым условием для работы конвертера является взрывобезопасность газоотводящего тракта. Безопасность процесса продувки обеспечивают системой контроля и автоматики за параметрами газоотводящего тракта. Взрывобезопасность обеспечивают созданием разделительного тампона, дожиганием СО до СО₂ в начале и конце продувки.

Необходимо знать, что оксид углерода (СО), содержащийся в конвертерном газе, в смеси с кислородом воздуха образует взрывоопасную смесь. Для смеси конвертерных газов с воздухом пределы детонации составляют:

- оксид углерода (СО) от 12,6 до 75 % при объемной доле кислорода (О₂) 5,6 % и более.

Пределы детонации составляют:

- оксид углерода (СО) от 34 до 52 % при объемной доле кислорода (О₂) от 9,7 % до 13,8 %.

Наличие в конвертерном газе водорода (Н₂) расширяет эти пределы. Температура воспламенения оксида углерода (СО) с воздухом составляет от 610 до 660 ^оС (теоретическая).

Водород (Н₂) в смеси с воздухом образует гремучую (взрывоопасную) смесь.

Объемная доля водорода в гремучей смеси от 4,0 до 75 масс. доли % /26/.

Так как газовая смесь подается раздельно и ее смешение происходит в самом конвертере, то она будет взрывобезопасной.

2.7 Система улавливания и использования в качестве топлива конвертерных газов

Настоящая работа выполнена для условий ККЦ-1 ОАО «НЛМК». Вся исходная информация принята в соответствии с данными, полученными на Новолипецком комбинате. В рассматриваемой перспективе в составе конвертерного цеха № 1 предусматривается эксплуатация двух конвертеров (№№ 1 и 3).

В качестве исходных данных приняты следующие величины:

- удельное количество газа, поступающего на установку сбора, 60 м³/т жидкой стали;

- запыленность 50 мг/м³;

- средняя теплотворная способность 2000 ккал/нм³.

Все расходы по газу приведены к нормальным условиям (0 ⁰С; 101,3 кПа).

Система состоит из узлов улавливания газов, системы сбора и подготовки конвертерных газов к использованию в качестве топлива и узла использования газов (см. приложение Г).

Система включает в себя следующие элементы:

- котел-охладитель конвертерных газов;

- приемный газоход (скруббер предохлаждения) с пленочно-форсуночным орошением;

- регулируемые прямоугольные трубы Вентури 1-й ступени;

- бункера-гидрозатвор, совмещающий улавливание крупной пыли и каплеуловитель;

- переходный неорошаемый газоход;

- регулируемые прямоугольные трубы Вентури 2-й ступени;

- сепаратор Элбоу;

- центробежный каплеотделитель;

- установку перекидных клапанов для газоотводящих трактов;

- нагнетатель (дымосос);

- устройство для дожигания уходящих газов («свеча»);

- оборудование систем КИП и АСУ ТП газоотводящих трактов конвертеров № 1, 3;

- установку газгольдера;

- установку доочистки газов с газоповысительной станцией;

- газопроводы конвертерного газа;

- объекты внешнего энергоснабжения и транспорта.

Узел улавливания газов каждого газоотводящего тракта состоит из установки клапанов с системой автоматики.

Газы, выходящие из конвертера, проходят котел-охладитель. Котел-охладитель конвертерных газов охлаждает газы и использует физическое тепло газов для выработки насыщенного пара с давлением на барабане котла 2,4 МПа. Конфигурация ОКГ - круглого или многогранного сечения. Все поверхности нагрева котла-охладителя работают по схеме с принудительной циркуляцией, с кратностью циркуляции обеспечивающей надежное охлаждение всех элементов. Для обеспечения возможности работы в схеме «без дожигания» котел-охладитель оборудуют цилиндрической подвижной юбкой, которая охлаждается водой.

Юбка находится в поднятом состоянии при повалке конвертера и опущена на горловину конвертера во время продувки, что исключает подсос воздуха и разбавление им отсасываемых конвертерных газов. Поднятие и опускание юбки производится электромеханическим подъемником.

В кессоне котла-охладителя должно быть 4 отверстия: для кислородной фурмы, для измерительной фурмы, два отверстия с водоохлаждаемыми желобами (патрубками) для подачи сыпучих материалов в горловину конвертера. Котел-охладитель должен быть газоплотным.

Потом поступают в орошаемый газоход, где охлаждаются и предварительно очищаются. Далее газы поступают в две параллельно скомпонованные низконапорные трубы Вентури, где происходит полутонкая очистка. Далее по газоходу попадают во вторую ступень очистки, где вместо нерегулируемой трубы Вентури установлена труба Вентури с регулируемым сечением горловины.

Труба Вентури 1-й ступени регулируется по постоянному перепаду давления газов между входом в газоочистку и выходом из каплеотделителя равному 2,4 кПа и обеспечивает улавливание крупнофракционной пыли составляющей до 70-80 % всей массы пыли.

Привод створок гидравлический от собственной гидроаккумулирующей станции. Время полного открытия/закрытия створок - 25-25 сек.

Из трубы Вентури газы попадают в газовую часть бака - гидрозатвора, ударяются о поверхность воды и поворачиваются на 180⁰, за счет чего они очищаются от капельной влаги и по переходному газоходу направляются на трубу Вентури 2-й ступени.

Уловленная зашламленная вода из бака-гидрозатвора направляется в оборотный цикл по шламопроводу.

Из нижней части бака-гидрозатвора предусмотрена возможность периодического сброса осевшего крупняка в шламопровод, либо в думпкар.

Труба Вентури 2-й ступени управляется в функции поддержания постоянного давления газов в заданной точке кессона, с коррекцией по поддержанию заданной концентрации за ОКГ в начальный и конечный период продувки при создании «тампонов из инертных газов» и коррекцией по содержанию СО не выше заданной величины при работе с б=0,10.

Перепад давления на трубе Вентури в максимуме газовыделения около 11 кПа. Разряжение на выходе около 15 кПа.

Привод створок - гидравлический от собственной гидроаккумулирующей станции шкафного типа. Время полного открытия/закрытия не более 5-7 сек.

На выходе трубы Вентури 2-й ступени устанавливается сепаратор «Элбоу», обеспечивающий основное каплеотделение. Зашламленная мелкофракционной пылью вода по водосборным коллекторам сепаратора «Элбоу» через проходной гидрозатвор подается в сборный бак, откуда перекачивается насосами (2 рабочих, 1 резервный) на орошение 1-й ступени газоочистки.

Между дымососом и свечей каждого тракта предусматривается установить по одному трехходовому клапану и одному аварийному отсеченному клапану.

Трехходовым клапаном обеспечивается перекидка потока газов со свечи на газгольдер и обратно.

Сигналом на переключение является показания газового анализатора на CO, H₂ и O₂. Переключение на газгольдер разрешается при концентрациях O₂ менее 2 % и СО более 30 %. Переключение на свечу производится в обратном порядке.

Система сбора и подготовки конвертерных газов к использованию в качестве топлива состоит из подводящих газопроводов, газгольдера, установки доочистки газа, газоповысительной станции, оборотного цикла водоснабжения и внешнего энергоснабжения.

При переключении со свечи на газгольдер конвертерный газ от газоотводящих трактов каждого конвертера поступает в общий коллектор, по которому подается в газгольдер мокрого типа вместимостью около 80 тыс.м³.

Газгольдер предназначен для сбора конвертерного газа, сглаживания неравномерности его выхода и усреднения состава.

Вместимость газгольдера обеспечивает прием газа от двух конвертеров при одновременной их продувке и часовой запас газа для выдачи в сеть в случае задержки плавок в конвертерах.

Из газгольдера газ поступает на доочистку от пыли с 50 до 5 мг/м³ в электрофильтры мокрого типа. Предусматривается установка двух электрофильтров (один резервный) производительностью до 60 тыс.м³/ч.

После доочистки в электрофильтрах газ поступает на газоповысительную станцию (ГПС) для подъема давления до 15 кПа. В составе ГПС предусматривается установка четырех нагнетателей производительностью по 24 тыс.м³/ч. (три рабочих и один резервный). В зависимости от выхода газа в работе могут находится от одного до трех нагнетателей. При снижении уровня заполнения газгольдера до 10 % ГПО останавливается полностью. Для регулирования производительности ГПС предусматривается установка дроссельного клапана на байпасе между нагнетательным и всасывающим коллекторами.

Далее конвертерный газ направляется к потребителю, где используется в качестве топлива, характеризуемого теплотой сгорания 8,4 МДж/м³. Частично технологический газ подается к донным фурмам конвертера для продувки, также для нагрева лома.

Технология производства стали в кислородном конвертере будет включать завалку лома, его нагрев путем подачи в конвертер газов периода продувки, заливку чугуна, продувку расплава кислородом. Технологический газ можно подавать в смеси с кислородом, чем выше расход кислорода, тем больше температура газа.

Основные технико-экономические показатели системы улавливания и использования конвертерных газов характеризуются следующими данными:

- годовое использование конвертерного газа 150 млн.м³;

- то же, в пересчете на тепло 300 тыс. Гкал;

- то же, в пересчете на условное топливо 43 тыс. т.;

- расход оборотной воды 880 тыс. м³;

- расход электроэнергии 2,9 тыс. МВт.ч.

сталеплавильный агрегат конвертерный газ кислородный

3. Расчетная часть

Для определения целесообразности применения отходящих конвертерных газов в качестве технологического газа проведем расчет материального и теплового баланса выплавки стали 08пс. Это рядовая низкоуглеродистая марка стали, выплавляемая в ККЦ-1 ОАО «НЛМК», не флокеночувствительная, низколегированная, с нерегламентированным содержанием азота.

Сталь 08пс

Заменитель - сталь 08.

Вид поставки - сортовой прокат, в том числе фасонный: ГОСТ 2590-71, ГОСТ 2879-69, ГОСТ 10702-78. Калиброванный пруток ГОСТ 7417-75, ГОСТ 8560-78, ГОСТ 10702-78. Шлифованный пруток и серебрянка ГОСТ 14955-77, ГОСТ 10702-78. Лист тонкий ГОСТ 16523-70, ГОСТ 19903-74, ГОСТ 19904-74, ГОСТ 9045-80. Лента ГОСТ503-81, ГОСТ 10234-77. Полоса ГОСТ 1577-81, ГОСТ 82-70. Трубы ГОСТ 10705-80, ГОСТ 10704-76. Лист толстый ГОСТ4041-71, ГОСТ 19903-74, ГОСТ 1577-81.

Назначение - для прокладок, шайб, вилок, труб, а также деталей, подвергаемых химико-термической обработке - втулок, проушин, тяг.

Флокеночувствительность - не чувствительна.

Склонность к отпускной хрупкости - не склонна.

Химический состав стали 08пс приведен в таблице 5 (ГОСТ 1050-74).

Таблица 5 - Химический состав стали 08пс, %

C	Mn	Si	Cr	S	P	Cu	Ni	As	N
			не более
0,05-0,11	0,35-0,65	0,05-0,17	0,10	0,04	0,035	0,25	0,25	0,08	0,008

3.1 Расчет материального баланса плавки стали 08пс

3.1.1 Используемые шихтовые материалы и предварительная оценка состава металла перед выпуском

Расчет проведен для трех вариантов технологии /27/.

Производство стали с комбинированной продувкой: продувка техническим кислородом сверху и конвертерным газом через днище с различным количеством металлолома в завалке.

Разные варианты технологии приведены в таблице 6.

Состав конвертерного газа принят в соответствии с ранее проведенным расчетом.

В скобках приведены обозначения вариантов технологии.

Таблица 6 - Составы конвертерных газов по трем вариантам технологии

Вариант технологии	Состав конвертерного газа, %
	Доля лома в металлозавалке	СО	СО2	Н2О	H2	N2
а	0,25	70,80	26,50	1,10	0,10	1,50
б	0,35
в	0,45

Расчет ведется на 100 кг металлошихты /7/.

Химический состав шихтовых материалов, используемый в расчетах, а также результаты расчета изменения состава металла в процессе окислительного рафинирования представлены в таблицах 7,8.

Таблица 7 - Химический состав материалов, используемых при расчете материального баланса

Материал	СаО	SiO2	Al2O3	MgО	CO2	H2O
1	2	3	4	5	6	7
Известь	85,0	2,0	0,8	2,0	9,0	1,0
Миксерный шлак	23,0	45,0	6,0	5,0
Футеровка	52,0	2,0	2,0	42
Окалина		65,0	35,0

Таблица 8 - Изменение химического состава при выплавке стали, масс. доли %

Показатели	С	Si	Mn	S	P
Состав стали по ГОСТу	0,05-0,11	0,05-0,17	0,35-0,45	н.б. 0,025	н.б. 0,025
Чугун	4,3	0,86	0,3	0,017	0,07
Лом	0,1	0,15	0,44	0,025	0,025
Средний состав шихты (а)	3,25	0,6825	0,335	0,0190	0,0587
(б)	2,83	0,6115	0,349	0,0198	0,0542
(в)	2,41	0,5405	0,363	0,0206	0,0497
Состав металла после продувки (а)	0,0498	-	0,056	0,0128	0,0050
(б)	0,0498	-	0,059	0,0133	0,0046
(в)	0,0498	-	0,061	0,0127	0,0042
Окислилось примесей (а)	3,2002	0,6825	0,279	0,0062	0,0537
(б)	2,7802	0,6115	0,290	0,0065	0,0496
(в)	2,3602	0,5405	0,302	0,0078	0,0455

состав шихты рассчитывается по формуле

С=С·(1-б)+С·б, (20)

где С, С, С - средняя массовая доля i-го компонента, %;

б - доля лома в металлической части шихты (в расчетах принимаем б=0,25).

Расчет состава стали перед выпуском

а) Содержание углерода оценивается по среднему марочному составу за вычетом углерода, вносимого ферросплавами в предположении, что повышение масс. доли марганца на 0,1 % при использовании высокоуглеродистых ферросплавов сопровождается увеличением масс. доли углерода на 0,01 %, при использовании среднеуглеродистых - на 0,003 масс. доли %, малоуглеродистых - на 0,001 масс. доли %.

[C]_п/п=[C]_мар-·Д[C]_ф/с, (21)

где [C]_мар - масс. доля углерода в стали по марке, %;

[Mn]_мар - масс. доля марганца в стали по марке, %;

[Mn]_п/п - масс. доля марганца в полупродукте, %;

Д[C]_ф/с - масс. доля углерода, вносимого ферросплавами, %.

[C]_п/п=0,06-·0,003=0,0498 масс. доли %

б) Кремний при продувке жидкого металла кислородом окисляется до следов (0,001-0,003 масс. доли %), поэтому его содержанием в полупродукте пренебрегаем.

в) Содержание марганца на выпуске оценивали по окисленности шлака через константу равновесия реакции [Mn]+(FeO)=(MnO)+Fe

При Т=1923 К lgK=lg·= -2,95 (22)

lgК=6440/1923-2,95=0,399

К=2,506

Уравнение материального баланса марганца имеет вид

G_шх·[Mn]_шх/100=G_м·[Mn]_м/100+G_шл··(MnO) (23)

Заменяя (MnO) из уравнения (3), получаем

G_шх·[Mn]_шх/100=G_м·[Mn]_м/100+G_шл··K_Mn·[Mn]_м/100·? ?(Fe)_общ·г_FeO/г_MnO (24)

где G_шх, G_м, G_шл - количество металлошихты, жидких металла и шлака

перед выпуском из конвертера, кг;

[Mn]_шх, [Mn]_м - масс. доля марганца в металлошихте и в металле

перед выпуском из конвертера, %;

(Fe)_общ - масс. доля железа в конечном шлаке, %;

г_FeO, г_MnO - соответствующие коэффициенты активности в конечном шлаке;

55, 56, 71, 72 - соответственно атомный и молекулярный вес Mn, Fe, MnO, FeO.

В оценочных расчетах предполагаем, что температура жидкого металла перед выпуском (t) составляет 1650 ^оС, выход жидкой стали - 0,9; количество шлака - 12 % от веса металлошихты.

Массовая доля (Fe)_общ в конечном шлаке должна быть не более 22 %, основность шлака - не менее 2,7; MgO - в пределах от 5 до 12 % при использовании извести.

Принимаем среднюю величину общего содержания FeO в шлаке на уровне (FeO)_общ= 15 масс. доли %. Отсюда общее содержание железа в шлаке рассчитываем следующим образом

(Fe)_общ=56/72(FeO)_общ (25)

(Fe)_общ= масс. доли %

В соответствии с теорией регулярных растворов

lg(г_FeO/г_MnO)= ·ч_Si , (26)

где ч_Si - мольная доля SiO₂ в шлаке.

По литературным данным, в сталеплавильных шлаках эта величина колеблется в пределах 0,13-0,16 при основности 3, и 0,15-0,18 при основности 3,5. Примем основность шлака В=3,0, а величину ч=0,14.

Lg(г_FeO/г_MnO)·0,14=0,158 г_FeO/г_MnO=1,44

Подставив все необходимые данные в уравнение материального баланса для марганца, рассчитали содержание марганца в полупродукте.

100·=90·+12·0,775·2,51··11,67·1,286·1,44 (а)

[Mn]_м=0,056 масс. доли % (а)

100·=90·+12·0,775·2,51··11,67·1,286·1,44 (б)

[Mn]_м=0,059 масс. доли % (б)

100·=90·+12·0,775·2,51··11,67·1,286·1,44 (в)

[Mn]_м=0,061 масс. доли % (в)

г) Содержание фосфора перед выпуском можно рассчитать через коэффициент его распределения между металлом и шлаком L_p

lg L_p=lg (27)

По опытным плавкам определено, что L_p=90.

Уравнение баланса фосфора имеет вид

G_ших·=G_м·+G_ш·=G_м·+G_ш··L_P. (28)

Отсюда

[P]_м=[P]_ших·=0,05875=0,0050 масс. доли % (а)

[P]_м=[P]_ших·=0,05425=0,0046 масс. доли % (б)

[P]_м=[P]_ших·=0,04975=0,0042 масс. доли % (в)

При оценке содержания фосфора в металле перед выпуском стали принимали (СаО)=46 масс. доли %.

д) Содержание серы перед выпуском оценивается по балансовому уравнению, где в приходной части баланса, помимо серы металлошихты, учитывается сера, попадающая в конвертер с миксерным шлаком (S)_{мик. шл}.

G_ших·+G_мик.шл·=G_м·+ G_шл·. (29)

На основании производственных данных L_S в конце продувки принимаем в пределах 3-5 (L_S=5), количество миксерного шлака 0,4-0,7 % (0,56 %) от веса чугуна, содержание серы в миксерном шлаке 0,30-0,45 % (0,4 %).

[S]_м= == 0,0128 масс. доли % (а)

[S]_м= == 0,0133 масс. доли % (б)

[S]_м= == 0,0127 масс. доли % (в)

3.1.2 Определение расхода извести и состава конечного шлака

Общее количество образующегося шлака составляет

G_шл=G +G+ G+ G+ G , (30)

где G, G, G, G, G - соответственно количество образовавшихся оксидов при окислении кремния, марганца, и фосфора металлошихты, количество оксидов железа, добавленной извести, разрушенной футеровки, загрязнений металлолома.

Количество оксидов, образующихся при окислении примесей

G=2,14·Д[Si]+1,29·Д[Mn]+2,29·Д[P], (31)

где 2,14; 1,29; 2,29 - соответствующие стехиометрические коэффициенты пересчета количества окислившихся примесей в количество образующихся оксидов.

=2,14·0,6825+1,29·0,279+2,29·0,0537=1,943 кг (а)

=2,14·0,6115+1,29·0,290+2,29·0,0496=1,796 кг (б)

=2,14·0,5405+1,29·0,302+2,29·0,0455=1,650 кг (в)

Расчет расхода извести

Для выполнения расчета составили баланс СаО и SiO₂ в шлаке.

СаО поступает в шлак из извести, миксерного шлака и футеровки конвертера

G_СаО= G_изв+G_{микс.шл}+G_фут· (32)

SiO₂ поступает в шлак за счет окисления кремния металлошихты, из извести, миксерного шлака, загрязнений металлолома и футеровки конвертера

G_SiO2=G_ш·+G_изв·+G_{микс.шл}+ +G_лом^загр· +G_фут·, (33)

где [Si]_ш - масс. доля кремния в шихте, %;

(SiO₂)_изв - количество SiO₂, поступившего из извести, %;

(SiO₂)_{микс.шл} - количество SiO₂, поступившего из миксерного шлака, %;

(SiO₂)_лом - количество SiO₂, поступившего из лома, %;

(SiO₂)_фут - количество SiO₂, поступившего из футеровки конвертера, %.

Количество вводимой извести

G_из=-

- (34)

G_из==

=6,708 кг (а)

G_из==

=6,130 кг (б)

G_из==

=5,768 кг (в)

G_SiO2=100·+6,708·+0,42·+0,30·+0,3·=1,985 кг (а)

G_SiO2=100·+6,130·+0,36·+0,35·+0,3·=1,827 кг (б)

G_SiO2=100·+5,768·+0,31·+0,45·+0,3·=1,710 кг (в)

G_СаО= 6,708 ·+0,42·+0,3·=5,858 кг (а)

G_СаО= 6,130 ·+0,36·+0,3·=5,367 кг (б)

G_СаО= 5,768 ·+0,31·+0,3·=5,059 кг (в)

В таблице 9,10,11 представлены результаты расчета состава и количества конвертерного шлака.

Таблица 9 - Состав и количество конвертерного шлака (а)

Показатель	Масса источника кг/100 кг металла	Масса компонентов, кг/100 кг шихты
		CaO	SiO2	MnO	MgO	Р2О5	Al2O3	FeO	F2O3
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Окисление примесей металлошихты	1,943		1,461	0,359		0,123
Добавки извести	6,708	5,702	0,134		0,134		0,054
Расход огнеупо-ров	0,30	0,156	0,0006		0,126		0,0006
Миксерный шлак	0,42	0,097	0,189		0,021		0,025
Загрязне-ние металлолома	0,30		0,195				0,105
Масса шлака без оксидов Fe	8,8822	5,955	1,9796	0,359	0,281	0,123	0,1846
Общая масса шлака	10,40	5,955	1,9796	0,359	0,281	0,123	0,1846	1,174	0,328
Состав шлака, масс. доли %	100	57,26	19,03	3,46	2,70	1,18	1,78	11,29	3,3

Таблица 10 - Состав и количество конвертерного шлака (б)

Показатель	Масса источника кг/100 кг металла	Масса компонентов, кг/100 кг шихты
		CaO	SiO2	MnO	MgO	Р2О5	Al2O3	FeO	F2O3
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Окисление примесей металлошихты	1,796		1,308	0,374		0,114
Добавки извести	6,130	5,2105	0,123		0,123		0,049
Расход огнеупоров	0,30	0,156	0,0006		0,126		0,0006
Миксер-ный шлак	0,36	0,083	0,162		0,018		0,022
Загрязне-ние металлолома	0,35		0,227				0,123
Масса шлака без оксидов Fe	8,22	5,449	1,821	0,374	0,267	0,114	0,195
Общая масса шлака	9,72	5,449	1,821	0,374	0,267	0,114	0,195	1,174	0,328
Состав шлака, масс. доли %	100	56,06	18,73	3,85	2,75	1,17	2,01	12,08	3,35

Таблица 11 - Состав и количество конвертерного шлака (в)

Показатель	Масса источника кг/100 кг металла	Масса компонентов, кг/100 кг шихты
		CaO	SiO2	MnO	MgO	Р2О5	Al2O3	FeO	F2O3
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Окисление примесей металлошихты	1,650		1,157	0,389		0,104
Добавки извести	5,768	4,902	0,115		0,115		0,046
Расход огнеупоров	0,30	0,156	0,0006		0,126		0,0006
Миксерный шлак	0,31	0,071	0,139		0,016		0,018
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Загрязнение металло- лома	0,45		0,292				0,158
Масса шлака без оксидов Fe	7,838	5,129	1,736	0,389	0,257	0,104	0,223
Общая масса шлака	9,34	5,129	1,736	0,389	0,257	0,104	0,223	1,174	0,328
Состав шлака, масс. доли %	100	54,91	18,59	4,16	2,75	1,11	1,39	12,57	3,52

3.1.3 Определение выхода жидкой стали

В ходе продувки расплава в конвертере кислородом масса жидкого металла уменьшается в результате:

- окисления примесей чугуна и металлолома (углерода, кремния, марганца и фосфора);

- окисления железа и перехода его в шлак;

- потери железа с пылью в виде Fe₃O₄;

- загрязнения металлолома;

- потери железа в шлак в виде металлических корольков.

G_ст =G_ших-G_{ок прим}-G_окFe-G_{пот пыль}-G_{загр лом} -G_{пот кор} (35)

В свою очередь

G_{ок прим}=Д[C]+Д[Si] +Д[Mn]+Д[P] (36)

G_{ок. прим}=4,215 кг (а)

G_{ок. прим}=3,731 кг (б)

G_{ок. прим}=3,248 кг (в)

G_окFe= ·G_шл (37)

G_окFe=0,1167·10,40=1,214 кг (а)

G_окFe=0,1167·9,72=1,134 кг (б)

G_окFe=0,1167·9,34=1,090 кг (в)

Потери металла с пылью принимают равными 1,5-2,0 % от металлической части шихты (принимаем 1,2 %, так как при комбинированной продувке запыленность газов уменьшается на 20 % ), в виде корольков 6-10 % от массы шлака (6 %), в виде загрязнений металлолома - 1-2 % от его массы (1 %).

G_ст=100-4,215-1,214-1,20-0,06·10,40-0,30=92,44 кг (а)

G_ст=100-3,731-1,134-1,20-0,06·9,72-0,35=93,00 кг (б)

G_ст=100-3,248-1,090-1,20-0,06·9,34-0,45=93,27 кг (в)

Выход жидкой стали рассчитывается по формуле

y = (38)

у=0,9244 (а)

у=0,9300 (б)

у=0,9327 (в)

Уточним конечный состав стали

100·=92,44·+10,40·0,775·2,51··1,286·11,67·1,44 (а)

[Mn]_м=0,063 масс. доли % (а)

100·=93,0·+9,72·0,775·2,51··1,286·11,67·1,44 (б)

[Mn]_м=0,070 масс. доли % (б)

100·=93,27·+9,34·0,775·2,51··1,286·11,67·1,44 (в)

[Mn]_м=0,075 масс. доли % (в)

[P]_м=[P]_ших·=0,05875·= 0,0059 масс. доли % (а)

[P]_м=[P]_ших·=0,05425·= 0,0056 масс. доли % (б)

[P]_м=[P]_ших·=0,04975·= 0,0053 масс. доли % (в)

[S]_м= ==0,0133 масс. доли % (а)

[S]_м= ==0,0141 масс. доли % (б)

[S]_м= ==0,0148 масс. доли % (в)

3.1.4 Определение расхода кислорода

В конвертерном процессе основным источником кислорода для рафинирования расплава является технически чистый кислород (99,5 %), вдуваемый через фурму в металлическую ванну. Часть кислорода поступает из окалины металлолома.

Часть кислорода подаем вместе с конвертерным газом.

При использовании отходящих конвертерных газов часть углерода может окисляться по реакции CO₂+[C]=2CO.

Кислород расходуется на окисление примесей шихты, окисление железа, переходящего в шлак, а также на образование плавильной пыли.

Расход кислорода можно рассчитать из балансового уравнения

G+G +- G=G+G+G (39)

Количество кислорода, необходимое на окисление примесей, составляет

G=[(1-з)·?C +з?C+?Si+?Mn+?P], (40)

где з - доля углерода, окисляющегося до СО₂.

G=[(1-0,2)· ·3,2002+0,2··3,2002+·0,6825+·0,272+·0,0528]=

=6,047 кг/100 кг шихты (а)

G=[(1-0,125)··2,7802+0,125··2,7802+·0,6115+·0,279+·0,0486]=

=5,013 кг/100 кг шихты (б)

G=[(1-0,125)·2,3602+0,125··2,3602+·0,5405+·0,288+·0,0444]=

=4,299 кг/100 кг шихты (в)

Количество кислорода, необходимое для образования оксидов железа в шлаке, составляет

G=Gшл·0,238, (41)

где 0,238 - стехиометрический коэффициент пересчета массы окислившегося железа на требуемую для этого массу кислорода в предположении что в составе оксидов железа 80 масс. доли % FeO и 20 масс. доли % Fe₂O₃.

G=10,40··0,238=0,289 кг/100 кг шихты (а)

G=9,72··0,238=0,270 кг/100 кг шихты (б)

G=9,34··0,238=0,259 кг/100 кг шихты (в)

Количество кислорода, необходимое для образования пыли, состоящей из Fe₂O₃, составляет

G=Gпыль· (42)