Размещено на http://www.allbest.ru/

Аннотация

Постоянным требованиям потребителей к производимой ОАО «НЛМК» продукции (прокату и товарным слябам) является повышение качественных показателей (производство низкосернистых марок стали) и умеренные цены реализации. Снижение содержания серы в процессе конвертерной плавки неэффективно. Поэтому предлагается создать в конвертерном отделении ККЦ-1 участок десульфурации чугуна в заливочных ковшах для достижения содержания серы до 0,005%, против 0,030% в настоящее время. Реконструкция конвертерного отделения позволит получить гарантированное качество металла по наименьшему содержанию вредных примесей и дополнительно повысить годовую производственную программу цеха, за счет сокращения общего цикла плавки, на 400 тыс.т. металла.

Внедрение новой схемы футеровки конвертера, выполненной из периклазоуглеродистых изделий, позволит увеличить срок эксплуатации конвертера в 1,5 раза и дополнительно выплавить 230 тыс.т. металла. Кроме того, снижение общего числа перефутеровок конвертера позволит достичь экономии огнеупорных изделий и торкрет массы. Снижение себестоимости производства одной тонны стали на 1500 руб. позволит получить экономический эффект около 950 млн. руб. в год.

Графическая часть:

1. План конвертерного отделения А1;

2. Поперечный разрез конвертерного отделения в районе конвертера А1;

3. Отделение десульфурации чугуна (поперечный разрез) А1;

4. Конвертер вместимостью 160т А1;

5. Автоматизированный комплекс обработки стали А1;

Введение

Кислородно-конвертерный процесс получения стали при продувке жидкого чугуна кислородом сверху был внедрен в 1952 году в конвертерном цехе австрийской фирмы «Voest» в городе Ленце. Процесс получил названия: LD-процесс и BOP-процесс.

Работы по разработке вариантов кислородно-конвертерного процесса с продувкой кислородом через донные фурмы проводились в СССР в 1954-1956 гг. на Новотульском металлургическом заводе. Однако, промышленный метод продувки высокофосфористого чугуна через днище конвертера струями кислорода, окруженными для защиты кольцевыми струями газообразных углеводородов (природный газ), был впервые внедрен на восточногерманском заводе «Maxhutte» в 1967 году. Этот процесс получил название ОВМ-процесс.

Французские фирмы «Loire-Creusot», «Wendel-Sidelor», «Sputnik» разработали разновидность процесса ОВМ, в котором вместо природного газа использовалось жидкое топливо. Этот процесс получил название LWS-процесс.

Дальнейшее развитие процесс с донной продувкой получил в 1971 году в США на заводе фирмы «United States Steel Corp.», где был внедрен способ переработки обычного чугуна с остановкой продувки на заданном содержании углерода. Также была разработано система подвода нейтрального газа для продувки фурм с целью предотвращения затекания металла в фурмы при остановке продувки. Этот процесс получил название Q-BOP-процесс.

Последующие развитие конвертерного производства привело к появлению комбинированного кислородно-конвертерного процесса, при котором через днище вдувается только 20-30% инертного газа от общего количества кислорода.

Результаты теоретических и экспериментальных исследований показали, что внедрение комбинированной продувки позволяет достичь повышения производительности, экономической эффективности, снижения энергоемкости, коренного улучшения качества металлопродукции конвертерного производства.

1. Обоснование реконструкции конвертерного отделения ККЦ-1 ОАО «НЛМК»

1.1 Характеристика конвертерного отделения, состав оборудования, технико-экономический анализ работы

Конвертерное отделение является составной частью участка подготовки и выплавки стали кислородно-конвертерного №1 ОАО «НЛМК». Основная задача отделения - производство жидкого металла заданного химического состава и температуры. В качестве исходного сырья, поступающего в конвертерное отделение, используются:

ѕ передельный чугун;

ѕ металлический лом;

ѕ известь;

ѕ мягкообожженный доломит;

ѕ плавиковый шпат;

ѕ железорудные окатыши.

В состав основного оборудования конвертерного отделения входят:

ѕ три кислородных конвертера с комбинированным дутьем емкостью 160 т. каждый;

ѕ три шлаковоза;

ѕ тракт подачи сыпучих материалов, который состоит из системы загрузочных лент, расходных бункеров (по восемь на каждый конвертер) и весовых бункеров (по шесть на каждый конвертер).

Завалку лома в конвертер производят двумя портальными кранами, каждый оборудован двумя траверсами грузоподъемностью по 50т.

Заливку чугуна в конвертер производят при помощи двух мостовых кранов грузоподъемностью 225т каждый. Для осуществления технологических операций по перемещению грузов, каждый заливочный кран оборудован средним подъемом - 50т и малым подъемом - 25т.

Средняя стойкость конвертеров составила 1390 пл.

Объем производства ККЦ-1 ОАО «НЛМК» в 2003 году составил 3568,8 тысяч тонн металла, таблица 1.1.

Анализируя текущие простои конвертеров за 2003г, можно сделать заключение, что имеющийся временной резерв позволит добавочно произвести около 500 тыс.т металла дополнительно.

Наиболее перспективными в части организационно-технологической проработки являются снижение простоев конвертеров за счет сокращения количества перефутеровок и общего цикла плавок.

Таблица 1.1 Объем производства ККЦ-1 за 2003г.

№ п/п	Объем производства в 2003г.	Единица измерения	Объем производства.
1.	Планируемый объем производства	Тыс.т	3494,3
2.	Фактический объем производства	Тыс.т	3568,8
3.	Выполнение плана	%	102,1
4.	В том числе:
4.1	Низколегированный металл	Тыс.т %	840,8 23,6
4.2	Динамная сталь	Тыс.т %	517,6 14,5
4.3	Низкокремнистый металл	Тыс.т %	1512,3 42,4
4.4	Углеродистая сталь	Тыс.т%	2728,0 76,4

Создание периклазоуглеродистых огнеупорных изделий с добавкой графита позволит обеспечить стабильную стойкость рабочего слоя футеровки конвертера до 1700 плавок и более. Увеличение стойкости работы футеровки, в свою очередь, позволит увеличить годовое производство с 23000 до 25000 плавок, что обеспечит дополнительную выплавку металла в количестве 300 тыс.т.

Сокращение общего цикла плавки возможно осуществить за счет использования АСУТП и выпуска металла без ожидания его химического анализа. Данные для расчета, ожидаемого годового объема за счет снижения цикла плавки представлено в таблице 1.2.

Таблица 1.2 Данные для расчета ожидаемого годового объема за счет снижения цикла плавки

№ п/п	Наименование параметра	Ед. измерения	Обозначение	Значение
1	2	3	4	5
1.	Среднесуточное производство	пл.	N	64,5
2.	Снижение цикла плавки: ѕ без додувки; ѕ с додувкой.	мин мин	ф фt	8.3 7.0
3.	Доля трудоемкого металла, выпускаемого с ожиданием хим. анализа.	%	m	52.0
4.	Доля додувок на трудоемком металле.	%	tm	25.0
5.	Цикл плавок: ѕ фактический; ѕ ожидаемый без додувки; ѕ ожидаемый с додувкой.	мин мин мин	Сф С0 Сt	45.6 37.3 38.6
6.	Средний вес плавки.	т	Q	154,5
7.	Среднегодовое добавочное время.	мин	Уф	97633,12

Среднегодовое добавочное время (Уф) можно рассчитать по формуле:

Уф=, мин (1.1)

Уф=(8,3·64,5·(1-25/100)+7,0·64,5·25/100)·365·52/100=97633,12 мин.

Предполагаемое увеличение годового производства за счет снижения фактического цикла плавки (С_ф) рассчитывается по формуле:

W=, т (1.2)

W==400927т.

Таким образом, за счет сокращения простоев конвертеров на перефутеровках (сокращение общего числа перефутеровок за счет увеличения стойкости) и сокращения цикла плавки (выпуск плавки без ожидания химического анализа) позволит дополнительно выплавить 700 тыс. т металла. Кроме того, остается некоторый временной резерв, для обеспечения дополнительного производства и проведения более качественных планово предупредительных ремонтов, в части оптимизации цехового производственного графика. Это позволит добавить к производственному графику 3,6 суток, то есть еще дополнительно произвести 36,0 тыс. тонн металла.

1.2 Организационные и конструктивные мероприятия реконструкции конвертерного отделения с целью увеличения его производительности

Организационно - технические мероприятия в части увеличения стойкости футеровки конвертеров требуют особой проработки и будут рассмотрены в дальнейшем. В настоящее время в цехе остается одна проблема - получение низкого содержания серы на выпуске плавки. Наиболее приемлемым направлением является качественная подготовка металлошихты - передельного чугуна и металлического лома. Использование отходов прокатного производства, при выплавке низкосернистых марок сталей, в настоящее время не предоставляет ни каких организационных трудностей. Имеющиеся в цехе накопители обеспечивают достаточный запас металлолома, необходимый для выплавки заданного объема производства. Особое внимание заслуживает использование низкосернистого чугуна на выплавку качественных марок сталей т.к. его длительное хранение не предоставляется возможным, а согласование графиков производств доменного и конвертерного цехов организационно сложно и часто дает срывы.

Выпуск трудоемкого (низкосернистого) металла без ожидания химического анализа на повалке конвертера может быть решен путем строительства участка выборочной десульфурации передельного чугуна в конвертерном отделении. Целесообразность промышленного внедрения данного технологического мероприятия будет оправдана при гарантированном обеспечении стабильного химического состава металла после продувки.

Использование выборочной десульфурации чугуна позволит обеспечить гарантированно низкое содержание серы в металле после продувки плавки.

В состав оборудования участка десульфурации чугуна входят следующие машины и механизмы:

ѕ электромостовой кран грузоподъемностью 225/50/25 тонн;

ѕ два установочных стенда;

ѕ две установки вдувания гранулированного магния;

ѕ система накопительно-весовых бункеров (силосов) для вдуваемых десульфураторов.

ѕ две машины скачивания шлака из чугуновозных ковшей.

Предполагаемая технология десульфурации чугуна - введение в металлическую ванну заливочного ковша дозированного количества десульфурирующих реагентов двумя способами:

ѕ Моно-инжекция (вдувание одного реагента);

ѕ Ко-инжекция (вдувание двух реагентов в оптимальных соотношениях).

Ожидаемое содержание серы в чугуне после его обработки составит ~0,005%.

После продувки реагентами ковш механизмами стенда наклоняется к шлаковой чаше и специальным устройством шлак скачивается (при отдуве шлака) в шлаковую чашу. Отдув шлака производится барботажной фурмой, погруженной в чугун у задней стенки ковша.

Участок установки десульфурации чугуна планируется разместить в загрузочном пролете конвертерного отделения, где в настоящее время находится зона ремонта чугунозаливочных ковшей и сборки конвертеров.

При этом предполагается удлинение пролета конвертерного отделения на 24 метра и установка 3^го заливочного крана, что позволит:

ѕ осуществить работу установок десульфурации чугуна с использованием двух заливочных кранов - новый кран будет устанавливать ковши с чугуном на стенды, а второй действующий кран будет забирать ковши и заливать чугун в конвертера;

ѕ осуществить до 80 циклов обработки чугуна десульфураторами, что обеспечит цеховое суточное производство низкосернистого металла;

ѕ при остановке одного из заливочных кранов на ремонт, участок десульфурации чугуна может работать без срыва выполнения крановых работ;

ѕ сохранить существующую в цехе схему ремонта заливочных ковшей и сборки корпусов конвертеров при переносе данных участков в расширяемую зону.

Во избежание простоев установки десульфурации чугуна во время ремонта крана, производят удлинение шлакового пролета. Силосы извести и магния будут сооружены рядом с цехом, на отм. ±0,0м. Под силосами будут установлены инжекторы, которые по транспортным трубопроводам обеспечат подачу реагентов к погружным продувочным фурмам.

2. Расчет производственной мощности цеха

2.1 Производственная программа цеха

Для определения планируемого годового объема выплавки стали, с учетом реконструкции конвертерного отделения ККЦ-1 используются показатели работы конвертеров за 2003г., приведенные в таблице 2.1.

Таблица 2.1 Показатели работы конвертеров ККЦ-1 за 2003г.

№ п.п	Наименование показателя	Ед. измерения	Значение
1	Средний цикл плавки с учетом выпуска металла без ожидания химического анализа на повалке.	мин	38
2	Стойкость футеровки	плавок	1700
3	Общее календарное время.	сут	1095,0
4	Количество минут в сутках.	-	1440
5	Простои конвертеров в течение года:
5.1.	Капитальный ремонт;	сут	12
5.2.	Перефутеровка с учетом повышения рабочего слоя футеровки;	сут	77,7
5.3.	Резерв;	сут	158,8
5.4.	Текущие простои;	сут	77
5.5.	Номинальное время.	сут	769,5

Годовая производственная программа конвертера определяется по формуле:

P_{год/год}=, (2.1)

где: А - планируемое количество годной стали; N- количество работающих конвертеров.

Q_год=т.

Определяем фактическое время работы одного конвертера в год, т.е. к=365 дней.

Определяем номинальную вместимость конвертера:

P_{год/год} * * пл 2000000*1,030*38

G = = =148,93т 1440*ф 1440*365

Принимаем конвертер емкостью 160 т.

Определяем фактическую производительность одного конвертера:

(2.3.)

Определяем необходимое количество конвертеров:

(2.4.)

Принимаем два конвертера.

Определяем фактическую производительность цеха

(2.5.)

Определяем количество плавок одного конвертера в сутки

(2.6.)

Принимаем Р=38 плавок.

Определяем вместимость конвертера по завалке:

(2.7.)

где

а - коэффициент выхода годного.

Таким образом, три 160т. конвертера ККЦ-1 работающих в цикле, выполнят производственную программу в объеме 4,0млн.т стали в год.

2.2 Расчет основного и вспомогательного оборудования цеха

На основании заданной годовой производственной программы, с учетом реконструкции конвертерного отделения ККЦ-1, определяем производительность и садку одного конвертера:

П_к=Q_год/n, т (2.8)

где: П_к - производительность одного 160т. конвертера;

Q_год - годовая производственная программа цеха;

n - количество 160т. конвертеров, n=3.

П_к=4000000/3=1333333т.

Садка одного конвертера по металлошихте определяется по формуле:

Q_к=, (2.9)

где: Q_к - садка конвертера по металлошихте, т;

90 - процент выхода жидкого металла;

ф - цикл плавки, мин;

Т_н - среднее номинальное время работы конвертера, принимаем 256,5 сут.

Q_к==152,42т.

В настоящее время садка конвертера в условиях работы ККЦ-1 составляет 172-176т, и зависит от сортамента выплавляемого металла. Превышение садки на 9,5% вполне допустимо.

Для определения количества стационарных миксеров используется планируемый удельный расход чугуна на плавку с учетом его десульфурации. Суммарная емкость миксеров определяется по формуле:

V_У=, (2.10)

где: V_У - суммарная емкость миксера, т;

g_п - удельный расход чугуна, кг/т, по проекту - 930,6 кг/т;

t - среднее время пребывания чугуна в миксере ( по данным ГИПРОМеза t=7час);

h - коэффициент заполнения миксера, 0,8;

8760 - количество часов в году.

V_У==3718,15 т.

В настоящее время миксерное отделение оборудовано двумя стационарными миксерами емкостью 1300т. каждый, что составляет суммарную емкость 2600т, с дефицитом ~1100т чугуна. Для обеспечения заданного производства среднее время пребывания чугуна в миксере не должно превышать 4,35 часа. Принимаем t=4,35 и по формуле (2.10.) определяем суммарную емкость миксеров:

V_У==2310,57т.

Количество кранов миксерного отделения.

Суточная потребность чугуна при заданном производстве составит:

Q_сут=4000000·930,6/1000·365=10198,36т.

При доставке чугуна из доменного цеха в миксерное отделение в чугуновозных ковшах емкостью 140т и занятости кранов на заливке одного ковша в миксер 19,3мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»), количество кранов составит:

N_кр=, (2.11)

где: 1,4 - коэффициент занятости крана, учитывающий вспомогательные работы;

t_кр - время слива в миксер одного ковша, мин;

g - емкость чугуновозного ковша, т;

в - коэффициент использования крана, 0,8.

N_кр==1,89 крана.

В проекте принимаем два крана грузоподъемностью 180/50 тонн.

Количество чугунозаливочных ковшей.

Емкость одного ковша принимаем ?144т. Количество ковшей, находящихся в работе определяем по формуле:

N_ч.к.=, (2.12)

где: t_ч.к. - время оборота ковша, по данным ККЦ-1 ОАО «НЛМК» составляет 20мин.

N_ч.к.==0,98 ковша.

Принимаем 2 ковша в работе, один на перефутеровке (ремонт), один на разогреве, всего 4 чугуновозных ковша.

Количество завалочных лотков.

Загрузка скрапа в конвертер осуществляется при помощи лотков емкостью 25 м³. Задолженность одного лотка за один оборот, с учетом сохранности низкосернистого лома в накопителях составляет в среднем 4,5 часа (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»). Количество оборотов одного лотка за сутки: 24/4,5=5,33 оборота. Количество лотков, необходимых для обеспечения заданной годовой программы, при завалке лома в два лотка: 4000000·2/154,5·365·5,33=26,62лотков.

С учетом 15% резерва на ремонт лотков общее число лотков составит: 1,15·26,62=30,6?31 лотков.

Количество сталеразливочных ковшей.

По рекомендации «Стальпроекта» и с учетом фактической садки конвертера 172-176т принимаем ковш емкостью 180т. Длительность оборота одного сталеразливочного ковша 4,8 часа (288мин) (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»). Стойкость огнеупорной футеровки стальковша из известково - доломитовых изделий на пековой связке составляет 24 плавки.

Количество сталеразливочных ковшей, находящихся в работе:

4000000·288/154,5·365·1440=14,2ковшей?15 ковшей.

Количество ковшей, находящихся на перефутеровке:

4000000/154,5·365·24=2,9ковша?3ковша.

В резерве на 4 стендах быстрого разогрева находятся 4 ковша. Общий парк сталеразливочных ковшей составит 22 единицы.

Количество шлаковых чаш.

Объем шлаковой чаши, используемый в условиях работы ККЦ-1 ОАО «НЛМК» составляет 16м³. Длительность оборота чаш в среднем 260мин. Количество шлаковых чаш определяется по формуле:

N_ш.ч.=, (2.13)

где: а - количество шлаковых чаш на одну плавку;

z - число оборотов одной шлаковой чаши в сутки.

Количество шлаковых чаш на одну плавку определяется по формуле:

а=, (2,14)

где: Q_к - вес садки конвертера, т;

k - коэффициент выхода шлака, 10,1%;

V_ш.ч. - объем шлаковой чаши, м³;

p_шл - плотность жидкого шлака, 2,4т/м³.

Число оборотов одной шлаковой чаши составит: z=1440/260=5,5 оборота.

Используя формулы (2.7) и (2.8) находим число чаш в работе конвертерного отделения:

N_ш.ч.==6,48 чаши?7 чаш.

Две чаши используются на участке десульфурации чугуна, одна чаша используется для скачивания миксерного шлака, в резерве находится пять шлаковых чаш. Общий парк шлаковых чаш составит 15 единиц.

Количество кранов для перестановки лотков с металлоломом в скрапном пролете.

Количество кранов в скрапном пролете определяем по формуле:

N_кр.с.п.=, (2.15)

где: t_кр.с.п. - задолженность крана на провеску и перестановку одного лотка, 7,2мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»);

1,4 - коэффициент занятости крана, учитывающий вспомогательные работы;

В - время работы одного крана в сутки, 1290мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»).

N_кр.с.п.==0,40крана.

Принимаем к установке два мостовых крана грузоподъемностью 32/20/15 тонн для перестановки и разборки лотков с негабаритным ломом и один мостовой кран грузоподъемностью 25/25 тонн с поворотной тележкой для формирования копильников с низкосернистым металлоломом. Их фактическая загруженность:

=75%.

Количество завалочных кранов.

Количество завалочных кранов рассчитываем по формуле:

N_кр.зав=, (2.16)

где: t_кр - занятость крана на обслуживание одной плавки. При работе без постановки лотков на рабочую площадку (отм.+8,18м) составляет 17,7мин. (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»);

Q_год - годовое производство, т;

Q_к - садка конвертера, т;

в - коэффициент использования крана, 0,8;

1,4 - коэффициент занятости крана, учитывающий вспомогательные работы.

N_кр.зав==1,37 крана.

Принимаем два полупортальных крана грузоподъемностью 25/25т.

Количество заливочных кранов.

Время работы одного крана для обслуживания одной плавки составляет 10,4мин. Общее время занятости крана в сутки при заданном производстве составит: 10,4·4000000/15435·365=830мин.

С учетом вспомогательных работ (замена кислородных фурм, обработка горловины и т.п.) которые занимают до 50% времени от основной работы, количество заливочных кранов составит: 830·1,5/1290=0,97 крана.

Исходя из условий эксплуатации оборудования (ремонт и техобслуживание) принимаем два мостовых крана. Третий кран задействован на постановке и снятии чугуновозных ковшей на участке десульфурации чугуна, грузоподъемность кранов 225/50/15т. Их фактическая загруженность составит:

=32,2%.

Количество кранов шлакового пролета.

Число кранов шлакового пролета определяется по формуле:

N_к.шл.п.=, (2.17)

где: а - число шлаковых чаш на одну плавку, 0,5;

р - число перестановок шлаковых чаш на одну плавку с учетом десульфурации чугуна, 4;

t_шл.ч. - длительность одной перестановки 6,4мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»);

2,5 - коэффициент занятости крана, учитывающий вспомогательные работы (отгрузка шлака, погрузочно-разгрузочные работы оборудования и материалов).

N_к.шл.п.==1,41.

Принимаем к установке 2 мостовых крана, грузоподъемностью 80/20т с фактической загруженностью:

=21,99%.

Количество кранов для перестановки сталеразливочных ковшей.

Необходимое число кранов для перестановки сталеразливочных ковшей определяется по формуле:

N_{кр.ст.к.}=, (2,18)

где: А - число подготавливаемых за сутки ковшей;

n_п.п n_п.р - число перестановок ковша при подготовке к очередной плавке и ремонту, соответственно принимаем n_п.п =6мин, n_п.р =7мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»);

n_р - число ковшей, ремонтируемых в сутки; t_р - время перестановки одного ковша 5,7 мин. (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»).

А=4000000·4,8/154,5·365·24=14,19?15 ковшей.

Число сталеразливочных ковшей, находящихся в ремонте определяется по формуле:

n_р=, (2.19)

где: t_р - время ремонта (перефутеровки сталеразливочного ковша) равное 26 часов, (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»).

n_р==3,6 ковша?4 ковша.

Используя формулы (2.18) и (2.19) находим количество кранов, необходимых для перестановки стальковшей:

N_{кр.ст.к.}==0,8 крана.

С учетом правил технической эксплуатации оборудования (ремонт, техобслуживание) принимаем к установке 2 крана.

Количество печей для прокаливания ферросплавов.

К установке принимаем печи камерного типа со следующими характеристиками:

ѕ емкость печи - 3т;

ѕ производительность печи - 0,86 т/час;

ѕ температура нагрева ферросплавов - 800°С.

Необходимое количество печей определяется по формуле:

N_п.ф.=, (2.20)

где: Q_ф - суточный расход ферросплавов, т;

t_ф - длительность прокаливания, час;

С_ф - емкость печи, т.

Суточный расход ферросплавов определяется по формуле:

Q_ф =, (2.21)

где: 0,5 - доля электротехнических марок стали от суточного производства;

5 - количество ферросплавов, вводимых электротехнические марки стали, т;

0,4 - количество ферросплавов, вводимых на углеродистые марки стали, т.

Q_ф ==191,51т.

t_ф =3·0,86=3,49часа.

N_п.ф.==9,28печи.

С учетом необходимости ремонта (перефутеровки) печей, к установке принимаем 12 печей.

Количество установок непрерывной разливки стали.

В основу расчета заложено постоянство массовой скорости разливки для всех применяемых сечений кристаллизаторов и равенство циклов выплавки и разливки. Весовая скорость разливки определяется по формуле:

V_вес=, (2.22)

где: Q_жид - коэффициент выхода жидкой стали - 0,899;

0,9 - коэффициент, учитывающий снижение скорости в начале разливки и в конце;

Р_р - количество ручьев - 2;

t_ц - цикл разливки при схеме работы «конвертер - МНЛЗ» t_пл=t_ц=38мин.

V_вес==2,26т/мин.

Определяем глубину жидкой фазы:

, (2.23)

где: 340 - коэффициент полной кристаллизации металла, м³/мин;

H, B - толщина и ширина слитка, равны 0,24 и 1,55м соответственно;

j - плотность жидкой стали 7т/м³.

=17метров.

К установке принимаем криволинейные МНЛЗ. Номинальное время работы:

ф_ном =365-ф_кап.р.-ф_п.п.р, (2.24)

где: ф_кап.р.- продолжительность капитального ремонта, 12сут;

ф_п.п.р - продолжительность планово-предупредительных ремонтов, 24сут.

ф_ном =365-12-24=329сут.

Фактическое время работы МНЛЗ:

ф_фак = ф_ном -, (2.25)

где: е - текущие постои, 5%.

ф_фак = 329-=312,55сут.

Время работы МНЛЗ при средней серийности (Z) - 16 плавок:

Ф_z = t_ц ·16=38·16=608мин.

Машинное время на подготовку к разливке серии плавок (выдача последнего слитка, заведение затравки, установка промежуточного ковша и защиты от вторичного окисления) составляет 68мин. Время профилактической настройки автоматического оборудования принимаем 180мин. Общее время работы МНЛЗ составит: ф_общ = 608+180+68=856мин.

Количество серий разливки на одной МНЛЗ в год составит:

i= 1440·ф_фак /ф_j,o =1440·312.55/856=525,78 серий.

За серию плавок (Z=16) одна МНЛЗ разливает годных слитков:

Р_сл=, (2.26)

где: з - коэффициент перерасчета годного на жидкий металл, 1,035.

Р_сл==2130,45т.

Р_унрс=i·Р_сл525,78·2130,45=1120146,55т.

Необходимое число МНЛЗ составит: N_МНЛЗ=4000000/1120146,55=3,57 установки.

В проекте принимаем 4 машины криволинейного типа.

Количество промежуточных ковшей.

В работе принимаем один 50-т промежуточный ковш на два кристаллизатора. Занятость одного промежуточного ковша при обслуживании одной плавки (разливка стали, охлаждение и ремонт, подача ковша на МНЛЗ, разогрев) составляет 580мин (данные ККЦ-1 ОАО «НЛМК»). Количество оборотов промежуточного ковша в сутки составит:

И_п.к.=1440/580=2,48 оборота.

Необходимое количество промежуточных ковшей с учетом 15% резерва составит:

N_п.к.=4000000·1,15/154,5·365·2,48=33 ковша.

Количество разливочных кранов.

Количество разливочных кранов должно соответствовать количеству МНЛЗ и равно 4 крана. Проведем проверку. Занятость крана на разливке одной плавки (постановка на стенд полной плавки, снятие «горелого» ковша, работы по подготовке УНРС к пуску) составляет 56 минут. Количество разливочных кранов равно:

N_кр.р=4000000·56/154,5·365·1290=3,08 крана.

К установке принимаем 4 мостовых разливочных крана грузоподъемностью 250/50т каждый.

3. Расчет материального и теплового балансов плавки стали 16ГС

Расчет материального и теплового балансов конвертерной плавки ведем на примере выполнения стали марки 16ГС

Состав готовой стали.

Таблица 3.1 Химический состав стали марки 16ГС(ГОСТ 19281-89), %

С	Mn	Si	S	P	Cr	Ni	Cu	Al
		Не более
0,12-0,18	0,9-1,1	0,4-0,6	0,025	0,030	0,03	0,03	0,03	0,015-0,05

Сталь выплавляется из чугуна, химический состав которого представлен в таблице 3.2.

Таблица 3.2 Химический состав чугуна, %

C	Mn	Si	S	P	Т, °С
4,60	0,2	0,64	0,029	0,09	1335

Состав металла по окончании продувки.

Содержание углерода.

Возможны два варианта: остановка продувки на содержании углерода 0,03-0,05% (работа «с передувом») с дальнейшим науглероживанием металла на выпуске и остановка на марочном содержании с учетом углерода, который будет внесен ферросплавами. В расчете принимаем содержание углерода равным 0,10%.

Содержание марганца.

Содержание марганца в металле после продувки обычно составляет 15…35% от содержания марганца в шихтовых материалах и зависит от окисленности и температуры металла (табл. 3.3.)

Таблица 3.3 Содержание марганца в металле после продувки, %

Содержание марганца в чугуне, %	Содержание углерода после продувки, %
	0,05	0,10	0,15
0,2	0,08	0,13	0,17

При содержании марганца в чугуне 0,2% и углерода после продувки 0,05% принимаем концентрацию марганца в металле 0,08%.

Содержание кремния.

Кремний окисляется в первые минуты продувки. В расчете принимаем содержание кремния в металле после продувки равным 0%.

Содержание серы.

Содержание серы принимаем вполовину меньше приведенной в таблице 3.2, с учетом использования на выплавку стали десульфурированного чугуна.

[S]=0,29·0,06%=0,017%.

Содержание фосфора.

При переделе чугуна с содержанием фосфора 0,06%, концентрация его в металле после продувки зависит от окисленности ванны и составляет 0,008-0,010%, при содержании углерода после продувки 0,040-0,050%. Принимаем содержание фосфора равным 0,011%.

Таблица 3.4 Химический состав металлической шихты, металла после продувки и готовой стали, %

	C	Mn	Si	S	P	Т,°С
Чугун	4,60	0,2	0,64	0,029	0,09	1335
Лом	0,15	0,25	0,20	0,030	0,020	-
После продувки	0,10	0,08	следы	0,017	0,011	1650
Готовая сталь	0,12	1,00	0,50	0,017	0,011	-

Предварительный расчет количества чугуна (Мч) и лома (Мл), кг(%):

Мл=, (3.1)

где: Сч, Siч, Mnч, Рч - содержание элементов в чугуне, %;

Тм, Тч, См - температура металла, температура чугуна (°С), содержание углерода (%) в металле после продувки соответственно.

Мл==

19,4кг(%).

Мч=100-21,8=78,2кг(%).

Правильность соотношения чугуна и лома будет проверена тепловым балансом.

Расход извести.

В качестве основного шлакообразующего материала принимаем мягкообожженную известь, количество которой должно обеспечить основность конечных шлаков в пределах 2,8…3,8. в расчете принимаем основность равную 3,5.

Расход плавикового шпата и агломерата.

Для ускорения шлакообразования применяем плавиковый шпат в количестве 0,2…1,0% и железосодержащий материал в количестве 0,5…1,5% от массы металлошихты. В расчете принимаем расход плавикового шпата 0,25% и агломерата 0,50%.

Износ футеровки.

При стойкости футеровки порядка 1800 плавок переход огнеупора в шлак составляет 0,15…0,30% от массы металлошихты. В расчете принимаем расход смолодоломитовой футеровки равным 0,15%.

Загрязнение миксерным шлаком.

Вместе с чугуном в конвертер попадает миксерный шлак в количестве 0,2…1,2% от массы чугуна. В расчете принимаем количество миксерного шлака равным 0,5%, что составляет 0,403кг(%).

Загрязненность металлического лома.

Загрязненность металлического лома должна быть не более 1,5% от массы лома. В расчете принимаем загрязненность лома 1%, что составит 0,194кг(%).

Итоговое количество материалов.

Итого на 100кг металлошихты, кг

Чугун	80,600
Лом	19,400
Агломерат	0,500
Плавиковый шпат	0,250
Миксерный шлак	0,403
Загрязненность лома	0,194
Футеровка	0,150

Химический состав материалов представлен в таблице 3.5.

Таблица 3.5 Состав шихтовых материалов.

Материал	Состав, %
	CaO	SiO2	Ai2O3	MgO	MnO	CaF2	FeO	Fe2O3	CO2	H2O	S	У
Известь	92,5	2,0	1,30	-	-	-	-	-	3,50	0,50	-	100
Агломерат	3,90	12,10	2,50	-	-	-	13,80	67,7	-	-	-	100
Руда железная	1,0	8,70	1,60	0,20	0,90	-	7,20	78,50	0,8	1,10	-	100
Окалина	-	-	-	-	-	-	31,0	69,0	-	-	-	100
Плавиковый шпат	-	10,0	-	-	-	90,0	-	-	-	-	-	100
Миксерный шлак	31,1	30,8	10,0	8,05	0,90	-	0,30	-	-	-	0,90	100
Загрязнения лома	3,0	68,0	25,0	2,0	-	-	-	2,0	-	-	-	100
Обожженный доломит	54,7	3,12	1,25	39,6	-	-	-	1,25	-	-	-	100

Материальный баланс.

Расчет среднего состава металлошихты представлен в таблице 3.6.

*Масса металлолома без загрязнений:

19,4·0,194=19,21кг(%).

** Сср(Mn, Si, S, P)= 80,6·= (3.2)

=3,736кг(%),

где: Сч(Mn,Si,S,P) - содержание элементов в чугуне;

Сл(Mn,Si,S,P) - содержание элементов в ломе.

Таблица 3.6 Средний состав металлошихты

Материал	Вносят в шихту, кг(%)
	C	Mn	Si	S	P
Чугун (80,6%)	3,708	0,161	0,516	0,023	0,073
* Лом (19,21%)	0,029	0,048	0,038	0,006	0,004
** Средний состав	3,736	0,209	0,554	0,029	0,077

Расчет количества примесей, удаленных из ванны.

Выход жидкого металла после продувки колеблется от 88 до93%. В расчете принимаем выход жидкого металла равным 92%, увеличивая его с 0,899 за счет увеличения расхода чугуна на плавку.

Количество удаленных примесей составит, кг;

C	3.736-0.92·0. 10=3.644
Mn	0.209-0.92·0.08=0.135
Si	0,554-0,92·0,0=0,554
S	0,029-0,92·0,017=0,013
P	0,077-0,92·0,011=0,067
	ИТОГО = 4,413кг

Расчет количества кислорода на окисление примесей металлошихты и количества образующихся при этом окислов, кг:

C - CO2	0,547·32/12=1459+0,547=2,006
C - CO	3,097·16/12=4,129+3,097=7,226
Mn - MnO	0,135·16/55=0,039+0,135=0,174
Si - SiO2	0,554·32/28=0,633+0,554=1,187
P - P2O5	0,067·80/62=0,086+0,067=0,153
ИТОГО	Кислород=6,346 Окислы=10,746

Расчет количества CaO и SiO₂ из материалов.

Таблица 3.7 Количество CaO и SiO_2.

Источник	Расход, кг	SiO2, кг	CaO, кг
Кремний чугуна и лома	0,500	1,187	0,0
Агломерат	0,500	0,061	0,020
Плавиковый шпат	0,250	0,025	0,0
Футеровка	0,150	0,005	0,082
Миксерный шлак	0,403	0,156	0,165
Загрязнения лома	0,194	0,132	0,006
ИТОГО	1,566	0,273

Расчет количества извести.

М_СаО=SiO₂·В=1,556·3,5=5,481.

Агломерат, футеровка, миксерный шлак и загрязнения лома вносят 0,354кг СаО. Поэтому известь должна внести в шлак СаО, кг:

5,481-0,354=5,127кг.

Флюсующая способность одного килограмма извести:

Ф_изв==0,855кг СаО/кг изв.

Степень усвоения извести колеблется от 75 до 95%. В расчете принимаем усвоение извести равное 85%. Тогда расход извести с учетом ее усвоения и флюсующей способности составит:

5,127:0,855:0,85=7,055кг.

Часть извести растворится в шлаке (85%):

7,055·0,85=5,997кг.

При расплавлении из извести перейдут в газовую фазу СО₂ и Н₂О, содержание которых в извести соответственно равно 3,5 и 0,5% (табл.3.5):

5,997·0,035=0,210кг газа СО₂.

5,997·0,005=0,030кг газа Н₂О.

В расчете принимаем, что неусвоенная известь (15% от общего количества) будет вынесена отходящими газами (9%) и остается в шлаке в виде твердых кусочков (6%), тогда:

7,055·0,09=0,635кг вынесено газами.

7,055·0,06=0,423кг твердые кусочки.

На растворившиеся твердые кусочки извести при нагреве выделяют газ СО₂ и Н₂О:

0,423·0,035=0,015 кг газа СО₂,

0,423·0,005=0,002кг газа Н₂О.

После перехода СО₂ и Н₂О в газовую фазу в шлаке останется:

5,997-0,210-0,030=5,757кг растворенной извести,

0,423-0,015-0,002=0,406кг твердые кусочки.

Расчет количества и состава шлака.

Содержание окислов железа в шлаке зависит от способов продувки, концентрации углерода после продувки и пр. В расчете принимаем содержание (FeO) равным 13% и (Fe₂O₃) равным 4.0%.

Тогда масса шлака без окислов железа будет составлять:

100-4-13=83%.

Количество окислов, внесенное шихтовыми материалами и футеровкой в шлак, рассчитано в таблице 3.8.

Таблица 3.8 Количество окислов, кг

Окислы	Источники окислов
	Металлическая шихта	Агломерат	Плавиковый шпат	Футеровка	Миксер ный шлак	Загрязне ния лома	Известь	ИТОГО
CaO	-	0.020	-	0,082	0,165	0,006	5,547	5,820
SiO2	1,187	0,061	0,025	0,005	0,156	0,132	0,120	1,686
P2O5	0,153	-	-	-	-	-	-	0,153
Al2O3	-	0,013	-	0,002	0,040	0,049	0,090	0,194
MgO	-	-	-	0,059	0,032	0,004	-	0,095
MnO	0,174	-	-	-	0,004	-	-	0,178
CaF2	-	-	0,225	-	-	-	-	0,225
FeO	-	0,069	-	-	0,001	-	-	0,070
Fe2O3	-	0,339	-	0,002	-	0,004	-	0,345
S	0,013	-	-	-	0,004	-	-	0,017
У	1,527	0,502	0,250	0,150	0,402	0,195	5,757	8,738

Масса шлака без окислов железа равна:

8,783-0,070-0,345=8,368кг (83% от общей массы).

Общая масса шлака составит:

8,368:0,83=10,082кг.

Масса окислов железа в шлаке составит:

10,082-8,368=1,714кг, в том числе:

1,714·13/17=1,311кг FeO (13%),

1,714·4/17=0,403кг Fe₂O₃ (4%)/

Химический состав шлака после продувки:

	CaO	SiO2	P2O5	Al2O3	MgO	MnO	CaF2	S	FeO	Fe2O3	У
кг	5,820	1,686	0,153	0,194	0,095	0,178	0,225	0,017	1,311	0,403	100,0
%	57,727	16,723	1,518	1,924	0,942	1,766	2,232	0,169	13,0	4	100,0

В материальный баланс берется общая масса шлака с учетом твердых, не растворившихся кусочков извести, из которых выделились СО₂ и Н₂О:

10,082+0,406=10,488кг

Расчет выхода жидкого металла.

В конце продувки начальная масса металлической шихты (100кг) уменьшается на следующие величины: загрязнения лома - 0,194кг, удаленные из металлической шихты примеси - 4,413кг, а также окислившееся до (FeO) и (Fe₂O₃) железо, переход железа в «бурый дым», корольки металла в шлак, выносы и выбросы из конвертера.

В расчете в конечном шлаке содержится 13% (1,311кг) FeO и 4% (0,403кг) Fe₂O₃. В том числе 0,070кг FeO и 0,345 Fe₂O₃ перешло в шлак из агломерата, загрязнения лома, футеровки (табл.3.8). Таким образом от окисления железа получено:

1,311-0,070=1,241кг FeO,

0,403-0,345=0,058кг Fe₂O₃.

Переход железа из металла в шлак составит:

1,241·56/72+0,058·112/160=0,965+0,041=1,006кг.

Потери железа с отходящими газами (т.е. «бурый дым») составляют 0,5…1,0%. В расчете принимаем равным 0,7%.

Выносы металла неизбежны до начала образования шлака. Потери металла с ними не превышают 1,0%. В расчете принимаем равные 0,5%. Выбросы металла не являются неизбежными и колеблются от 0 до 3,0% и более. В расчете принимаем равными 0,5%.

Количество корольков металла в шлаке зависит от содержания углерода после продувки. При содержании углерода 0,10%, принимаем количество корольков 2,2% от массы шлака:

10,488·0,022=0,231кг.

Тогда выход жидкого металла составит:

100-0,194-4,413-1,006-0,700-0,500-0,600-0,231=92,356кг.

Расчет количества дутья.

Для окисления железа до (FeO) и (Fe₂O₃) потребуется кислорода:

1,241+0,058-1,006=0,293кг

Для окисления железа до Fe₂O₃, переходящего в «бурый дым» потребуется кислорода:

0,700·48/112=0,300кг.

В материальном балансе учитывается масса окисла в «буром дыме», т.е.:

0,700+0,300=1,0кг.

Всего потребляется кислорода:

6,346+0,293+0,300=6,939кг.

Количество неусвоенного кислорода:

7,116·0,02·0,995=0,142кг или 0,099 м³.

Количество азота из технического кислорода составит:

7,116·0,005=0,036кг или 0,025м³.

При комбинированной продувке (процесс типа LBE) расходуется 0,002…0,100 м³/т мин инертного газа, что составляет 0,5…1,7 м³/т.

В расчете принимаем продувку аргоном в количестве 1 м³/т. Тогда на 100кг металлической шихты расходуется 0,1 м³ аргона или 0,179кг.

Расчет количества и состава отходящих газов.

Согласно расчету в газовую фазу поступает СО₂ от окисления углерода шихты 2,006кг, из растворившейся и твердых кусочков извести соответственно 0,210 и 0,015кг.

Итого:

2,006+0,210+0,015=2,231кг газа СО₂.

В газовую фазу переходит Н₂О из растворившихся и твердых кусочков извести соответственно 0,030 и 0,002кг.

Итого:

0,030+0,002=0,032кг газа Н₂О.

Таблица 3.9 Состав отходящих газов

Состав	Масса, кг	Объем, м3	%
CO2	2,231	1,136	15,70
CO	7,266	5,781	79,88
H2O	0,032	0,096	1,33
O2	0,142	0,099	1,37
N2	0,036	0,025	0,35
Ar	0,179	0,100	1,38
ИТОГО	9,846	7,237	100,0

В материальном балансе допускается несоответствие получившихся значений не более чем на 0,1%.

Таблица 3.10 Материальный баланс конвертерной плавки.

Поступило	Получено
Материал	кг	Материал	кг
1	Чугун	80,600	1	Металл	92,356
2	Лом	19,400	2	Шлак	10,488
3	Известь	7,055	3	Отходящие газы	8,486
4	Кислород	7,166	4	Выносы	0,500
5	Аргон	0,179	5	Выбросы	0,600
6	Агломерат	0,500	6	Корольки	0,231
7	Плавиковый шпат	0,250	7	Fe2O3 в дым	1,00
8	Футеровка	0,150	8	Известь с газами	0,635
9	Миксерный шлак	0,403
ИТОГО	115,653	ИТОГО	115,656

Тепловой баланс

Приход тепла складывается из следующих величин: физическое тепло чугуна, химическое тепло реакций окисления элементов металлической шихты, химическое тепло реакций шлакообразования, физическое тепло миксерного шлака.

Физическое тепло чугуна (Q₁):

Q₁=[C_тв·Т_пл+Q_пл+С_ж·(Т_чуг-Т_пл)]·М_чуг, (3.3)

где: C_тв - теплоемкость твердого чугуна (0,745кДж/кг гр),

С_ж - тепло жидкого чугуна (0,870кДж/кг гр),

Q_пл - скрытая теплота плавления (217,7кДж/кг гр),

Т_пл - температура плавления (1150…1200°С),

Т_чуг - температура чугуна (1342°С),

М_чуг - масса чугуна (79,67кг).

Q₁=(0,745·1150+217,7+0,870(1335-1150))·80,6=99,57МДж.

Химическое тепло реакций окисления (Q₂).

Таблица 3.11 Удельные тепловые эффекты реакций.

Элемент - окисел	Мдж/кг	Количество элемента, кг
С - СО2	34.71	0,547
С - СО	11,10	3,097
Mn - MnO	7,03	0,135
Si - SiO2	26,92	0,554
P - P2O5	19,76	0,067
Fe - FeO	4,82	1,965
Fe - Fe2O3	7,32	0,74

При окислении элементов выделится тепло, Мдж:

С - СО2	34.71·0,547=18,99
С - СО	11,10·3,097=34,38
Mn - MnO	7,03·0,135=0,95
Si - SiO2	26,92·0,554=14,91
P - P2O5	19,76·0,067=1,32
Fe - FeO	4,82·0,965=4,65
Fe - Fe2O3	7,32·0,741=5,42

ИТОГО 80,42 МДж.

Тепло реакций шлакообразования (Q₃).

Удельные тепловые эффекты реакций:

(SiO₂) - (2CaO·SiO₂)

(P₂O₅) - (4CaO·P₂O₅)

При образовании шлака выделится тепло, МДж:

(SiO₂) - (2CaO·SiO₂) 2,30МДж/кг·1,686кг=3,88

(P₂O₅) - (4CaO·P₂O₅) 4,86МДж/кг·0,153кг=0,74 ИТОГО 4,96

Теплосодержание миксерного шлака (Q₄).

Q₄=(С_ш·Т_ш+g_ш)·М_ш, (3.4)

где: С_ш - средняя теплоемкость шлака равная 0,733+0,00025·Т, (Т=13352-15+273=1593°С);

Т_ш - температура шлака (Т_чуг-15…20°С);

g_ш - скрытая теплота плавления, (210кДж/кг);

М_ш - масса миксерного шлака (0,403кг).

Q₄=[(0,733+0,00025·1593)·1320+210]·0,403=0,69МДж.

Суммарный приход тепла УQ_пр:

УQ_пр=Q₁+Q₂+Q₃+Q₄=99,57+80,62+4,62+0,69=185,5Мдж.

Расход тепла складывается из следующих величин: теплосодержание жидкого металла, шлака и отходящих газов, тепло уносимое из конвертера выносами, выбросами, корольками и «бурым дымом»; тепло диссоциации влаги СаСО₃ и окислов железа, вносимых шихтой.

Теплосодержание жидкого металла.

Q₅=[ С_тв· Т_пл+Q_тпл+C*·( Т_м+ Т_пл)]· М_м, (3.5)

где: С_тв - теплоемкость твердой стали, (0,699кДЖ/кг·гр);

С* - теплоемкость жидкого металла, (0,837кДЖ/кг·гр);

Q_тпл - скрытая теплота плавления, (285кДж/кг);

Т_м - температура металла, (1650°С);

Т_пл - температура плавления, равная приблизительно,

1539-80[С]=1539-80·0,10=1530°С

М_м - масса жидкого металла с учетом выносов, выбросов, корольков, кг

М_м=92,356+0,500+0,600+0,221=93,687кг

Q₅=[0,699·1530+285+0,837·(1650-1530)]·93,687=136,31МДж.

Теплосодержание шлака.

Q₆=( С_ш· Т_ш+ g_ш)· М_ш, (3.6)

где: С_ш- средняя теплоемкость шлака равная 0,733+0,00025·Т, (Т=1650+20+273=1943°С);

Т_ш - температура шлака (Т_м+10…20°С);

g_ш - скрытая теплота плавления, (210кДж/кг);

М_ш - масса конечного шлака, (10,488кг).

Q₆=[(0.733+0.00025·1943)·1670+210]·10,488=23,55МДж.

Теплота отходящих газов.

Принимаем температуру отходящих газов равной средней температуре металла за плавку:

(1335+1650)/2=1492,5°С.

Таблица 3.12 Средняя удельная теплоемкость газов в зависимости от температуры, кДж/м³·гр.

Газ	0°С	1400°С	1500°С	1600°С	1700°С	Объем, м3
CO	1.302	1,461	1,470	1,478	1,486	5,602
CO2	1,620	2,341	2,364	2,385	2,404	1,112
H2	1,278	1,361	1,368	1,377	1,386	-
H2O	1,491	1,815	1,839	1,862	1,884	0,039
N2	1,333	1,437	1,447	1,455	1,462	0,025
O2	1,308	1,522	1,534	1,540	1,548	0,097
Ar	0,928	0,928	0,928	0,928	0,928	0,100

Теплосодержание отходящих газов, кДж:

CO	1,470·1492,5·5,781=12683,37
CO2	2,364·1492,5·1,136=4008,11
H2O	1,839·1492,5·0,096=263,49
N2	1,447·1492,5·0,025=53,99
O2	1,531·1492,5·0,099=226,22
Ar	0,928·1492,5·0,100=138,50
	ИТОГО 17,37МДж

Теплосодержание частиц Fe₂O₃ «бурого дыма».

Q₈=С_ч·Т_ч·М_ч, (3.7)

где: С_ч - теплоемкость частиц Fe₂O₃, (1,248 кДж/кг·гр);

Т_ч - средняя температура ванны, (1492,5°С);

М_ч - масса частиц Fe₂O₃, (1,00кг).

Q₈=1,248·1492,5·1,00=1862,64кДж=1,86Мдж.

Теплосодержание частиц извести в газах.

Q₉=С_ч·Т_ч·М_ч, (3.8)

где: С_ч - теплоемкость частиц извести, (1,00 кДж/кг·гр);

Т_ч - средняя температура ванны, (1492,5°С);

М_ч - масса частиц извести, (0,635кг).

Q₉=1,0·1492,5·0,635=947,74кДж=0,95МДж.

Тепло диссоциации окислов железа, внесенных шихтовыми материалами.

Q₁₀=5160·М_Fe2O3+3750·M_FeO, (3.9)

где: 5160еДж/кг Fe₂O₃ при Fe₂O₃=2Fe+1.5O₂;

3750кДж/кг FeO при FeO=Fe+0.5O₂;

М_Fe2O3 - масса окислов Fe₂O₃, (0,345кг);

M_FeO - масса окисла FeO, (0,070кг).

Q₁₀=5160·0,345+3750·0,070=2,04МДж.

Тепло диссоциации СаСО₃ извести.

Q₁₁=4025·М_СаСО3, (3.10)

где: 4025кДж/кг СО₂ при СаСО₃=СаО+СО₂;

М_СаСО3 - масса СО₂ из извести (0,210+0,015=0,225кг).

Q₁₁=4025·0,225=905,625кДж=0,91МДж.

Суммарный расход тепла равен:

УQ_расх=Q₅+Q₆+Q₇+Q₈+Q₉+Q₁₀+Q₁₁=136,31+23.55+17,37+1,86+0,95+2,04+0,91=182,99МДж.

Потери тепла на нагрев.

Потери тепла на нагрев футеровки через поверхность стен и днище, на нагрев воды в фурме колеблется в пределах 1…4% общего прихода тепла и уменьшаются с увеличением садки конвертера.

В расчете разница между приходом и расходом тепла, которая компенсирует потери тепла, составляет: 185,5-182,99=2,51МДж, т.е. 1,35%.

Следовательно, в расчете соотношение чугуна и лома принято правильно.

Таблица 3.13 Тепловой баланс плавки.

Статьи прихода	Количество	Статьи расхода	Количество
	МДж	%		МДж	%
Теплосодержание чугуна	99,51	53,68	Теплосодержание металла	136,3	74,49
Теплота реакций окисления	80,62	43,46	Теплосодержание шлака	23,55	12,87
в том числе углерод кремний марганец фосфор железо	53,37 14,91 0,95 1,32 10,07	28,77 8,04 0,51 0,71 5,43	Теплосодержание отходящих газов	17,37	9,49
			Теплосодержание «бурого дыма»	1,86	1,02
			Теплосодержание извести с газами	0,95	0,52
			Теплота диссоциации окислов железа	2,04	1,11
			Теплота диссоциации СаСО3	0,91	0,50
Теплота шлакообразования	4,62	2,49	Потери тепла	2,51	1,37
Теплота миксерного шлака	0,69	0,37
ИТОГО	185,5	100,0	ИТОГО	182,99	100,0

3.1 Расчет расхода раскислителей и легирующих материалов Сталь 16ГС

Х=Т(а-б):(100•в•г+а•в-а•в•г-а),кг,

Т-масса жидкого металла в кг,

а-содержание примесей в стали, %,

б-содержание примесей в металле до раскисления, %,

в-доля этих примесей в ферросплаве, ед.,

г- доля усвоения примесей, ед..

В данном расчете при выплавки стали 16 ГС используем следующие ферросплавы: ферромарганец, ферросилиций и алюминий

Таблица 3.14 Химический состав ферросплавов

Марка сплава	Si	Mn	Al	C	S	P	Fe	?
ФMн75	0,50	77,0		6,0	0,03	0,37	16,10	100
ФС65	65,00	0,30		0,05	0,010	0,04	34,60	100
АВ91	3,00	3,00	91,00				3,00	100

ФMн 75 по ГОСТ 4755-80; ФС 65 по ГОСТ 1415-78; АВ 91 Гост 295-79. Угар элементов зависит от способов раскисления , от окисленности ванны и колеблется в пределах: Mn 5-15%, Si 10-20%, Al 60-95%.

Принимаем угар марганца 8%, угар кремния 14%, угар алюминия 90%

Расход ферромарганца составит

Ферромарганец содержит:



Окислится:

.

Перейдет в сталь ферромарганца

1,190-0,079=1,111 кг,

Перейдет в сталь марганца:

0,916-0,073=0,843 кг

Расход ферросилиция

Ферросилиций содержит:



Перейдет в сталь ферросилиция

0,796-0,072=0,724 кг

Перейдет в сталь кремния

0,5174-0,072=0,5102 кг

Расход алюминия

Алюминий содержит

Перейдет в сталь алюминия АВ91

0,162-0,1376=0,0244 кг

Перейдет в сталь алюминия

0,1474-0,1327=0,0147 кг

Выход жидкой стали, после раскисленния :

92,356+1,11+0,724+0,0244=94,215 кг.

Таблица 3.15 Состав жидкой стали

Источник	Внесены, кг.
	C	Mn	Si	Al	S	P
Металл после продувки	0,093	0,075	0,000	0,000	0,016	0,010
Ферромарганец	0,071	0,843	0,006	0,000	0,0004	0,004
Ферросилиций	0,000	0,002	0,510	0,000	0,0001	0,0003
Алюминий	0,000	0,005	0,005	0,015	0,000	0,000
Всего, кг	0,164	0,925	0,521	0,015	0,0165	0,0143
%	0,17	0,98	0,55	0,016	0,018	0,015

Химический состав соответствует марки стали 16ГС

Сталь 15

Расход раскислителей и легирующих материалов

Х=Т (а-б):(100•в•г+а•в-а•в•г-а), кг,

Т-масса жидкого металла в кг,

а-содержание примесей в стали, %,

б-содержание примесей в металле до раскисления,

в-доля этих примесей в ферросплаве, ед.,

г- доля усвоения примесей, ед..

В данном расчете при выплавки стали 15 применяю следующие ферросплавы: ферромарганец, ферросилиций и алюминий

Таблица 3.16 Химический состав ферросплавов

Марка сплава	Si	Mn	Al	C	S	P	Fe	?
ФMн75	0,50	77,0		6,0	0,03	0,37	16,10	100
ФС65	65,00	0,35	1,03	0,05	0,02	0,05	33,5	100
АВ97	0,5		98,5				1,00	100

ФМн 75 по ГОСТ 4755-80; ФС 65 по ГОСТ 1415-78; АВ 97 Гост 295-79. Угар элементов зависит от способов раскисления , от окисленности ванны и колеблется в пределах: Mn 5-15%, Si 10-20%, Al 60-95%.

Принимаем угар марганца 8%угар кремния 14% угар алюминия 90%

Расход ферромарганца составит

Ферромарганец содержит:

Окислится:

.

Перейдет в сталь ферромарганца

0,418-0,027=0,391 кг

Перейдет в сталь марганца:

0,322-0,025=0,297 кг

Расход ферросилиция

Ферросилиций содержит:

Перейдет в сталь ферросилиция

0,487-0,049=0,438 кг

Перейдет в сталь кремния

0,3166-0,044=0,273 кг

Расход алюминия

Алюминий содержит

Перейдет в сталь алюминия АВ97

0,281-0,2505=0,031 кг

Перейдет в сталь алюминия

конвертерный цех сталь выплавка

0,2768-0,2491=0,0277 кг

Выход жидкой стали, после раскисления:

92+0,391+0,438+0,031=92,86 кг

Таблица 3.17 Состав жидкой стали

Источник	Внесены, кг.
	C	Mn	Si	Al	S	P
Металл после раскисления	0,093	0,012	0,000	0,000	0,019	0,011
Ферромарганец	0,025	0,297	0,000	0,000	0,0001	0,0015
Ферросилиций	0,000	0,002	0,273	0,000	0,0001	0,0002
Алюминий	0,000	0,000	0,000	0,028	0,000	0,000
Всего, кг	0,117	0,419	0,273	0,028	0,0192	0,0127
%	0,13	0,45	0,30	0,08	0,021	0,014

Химический состав соответствует марки стали 15

Сталь 08ю

Расход раскислителей и легирующих материалов можно определить по формуле:

Х=Т(а-б)/(100в·г+а·в-а·в·г-а), (3.11)

где: Т - масса жидкого металла, кг;

а - содержание примесей в стали, %;

б - содержание примесей в металле до раскисления, %;

в - доля примесей в ферросплаве, ед;

г - доля усвоения примесей, ед.

В данном расчете при выплавке стали марки 08ю используем следующие ферросплавы: ферромарганец и алюминий (табл. 3.18).

Таблица 3.18 Химический состав ферросплавов, %

Марка сплава	Si	Mn	Al	C	S	P	Fe	У
ФMn 75 ГОСТ 4755 - 80	0,50	77,0	-	6,0	0,03	0,37	15,10	100,0
АВ 97 ГОСТ 295 - 79	0,50	-	98,5	-	-	-	1,0	100,0

Угар элементов зависит от способа раскисления, окисленности ванны и колеблется в широких пределах: угар марганца - 5…15%, алюминия - 60…95%.

Расход ферромарганца составит:

ФMn75=92,193(0,25-0,08)/(100·0,77·0,9+0,30·0,77-0,30·0,77·0,09-0,30)=0,267кг.

Ферромарганец содержит, кг:

C	0,267·0,060=0,0160
Mn	0,267·0,770=0,2060
Si	0,267·0,0050=0,0013
S	0,267·0,0003=0,00008
P	0,267·0,0037=0,00099
Fe	0,267·0,1610=0,0429
	ИТОГО 0,267

Окислится, кг:

Mn 0,206·0,1=0,0206

Si 0,0013 Итого 0,0219

Перейдет в сталь ферромарганца:

0,267-0,0219=0,2451кг.

Перейдет в сталь марганца:

0,206-0,0206=0,1854кг.

Расход алюминия:

АВ97=92,193·0,04/(100·0,985·0,100+0,040·0,985-0,040·0,985-0,100-

-0,040)=3,687/9,85=0,374кг.