Тепловой расчет дуговой сталеплавильной печи

Размещено на http://www.allbest.ru/

ВВЕДЕНИЕ

Электросталеплавильному способу принадлежит ведущая роль в производстве качественной и высоколегированной стали. Благодаря ряду принципиальных особенностей этот способ приспособлен для получения разнообразного по составу высококачественного металла с низким содержанием серы, фосфора, кислорода и других вредных или нежелательных примесей и высоким содержанием легирующих элементов, придающих стали особые свойства - хрома, никеля, марганца, кремния, молибдена, вольфрама, ванадия, титана, циркония и других элементов.

Преимущества электроплавки по сравнению с другими способами сталеплавильного производства связаны с использованием для нагрева металла электрической энергии. Выделение теплоты в электропечах происходит либо в нагреваемом металле, либо в непосредственной близи от его поверхности. Это позволяет в сравнительно небольшом объеме сконцентрировать значительную мощность и нагревать металл с большой скоростью до высоких температур, вводить в печь большие количества легирующих добавок; иметь в печи восстановительную атмосферу и безокислительные шлаки, что предполагает малый угар легирующих элементов; плавно и точно регулировать температуру металла; более полно, чем других печах раскислять металл, получая его с низким содержанием неметаллических включений; получать сталь с низким содержанием серы. Расход теплоты и изменение температуры металла при электроплавке относительно легко поддаются контролю и регулированию, что очень важно при автоматизации производства. Электропечь лучше других приспособлена для переработки металлического лома, причем твердой шихтой может быть занят весь объем печи, и это не затрудняет процесс расплавления. Металлизованные окатыши, заменяющие металлический лом, можно загружать в электропечь непрерывно при помощи автоматических дозирующих устройств. В электропечах можно выплавлять сталь обширного сортамента.

Устройство дуговых печей.

Дуговая печь состоит из рабочего пространства (собственно печи) с электродами, токоподводами и механизмов, обеспечивающих наклон печи, удержание и перемещение электродов и загрузку шихты. Плавку стали ведут в рабочем пространстве, ограниченном сверху куполообразным сводом, снизу сферическим подом и с боков стенками. Огнеупорная кладка пода и стен заключена в металлический кожух. Съемный свод набран из огнеупорных кирпичей, опирающихся на опорное кольцо. Через три симметрично расположенных в своде отверстия в рабочее пространство введены токопроводящие электроды, которые с помощью специальных механизмов могут перемещаться вверх и вниз. Печь питается трехфазным током. Шихтовые материалы загружают на под печи, после их расплавления в печи образуется слой металла и шлака. Плавление и нагрев осуществляется за счет теплоты электрических дуг, возникающих между электродами и жидким металлом или металлической шихтой.

Наиболее распространенная форма ванны дуговой сталеплавильной печи -- сфероконическая с углом между образующей и осью конуса, равным 45° (рисунок 1).

Рисунок 1 - Ванна дуговой сталеплавильной печи.

Выпуск готовой стали и шлака осуществляется через сталевыпускное отверстие и желоб путем наклона рабочего пространства. Рабочее окно, закрываемое заслонкой, предназначено для контроля за ходом плавки, ремонта пода и загрузки материалов.

1. ЗАДАНИЕ НА КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

В курсовом проекте необходимо произвести тепловой расчёт дуговой сталеплавильной печи. Определить основные размеры печи, затем, посредством составления теплового баланса печи найти значение тепла, вносимого дугами. Далее по найденному количеству тепла определить необходимую полную мощность трансформатора.

Необходимые данные для расчёта указаны в таблице 1,2.

Таблица 1 - Исходные данные

Емкость дуговой сталеплавильной печи G, т	60
Толщина подины п, мм	975
Толщина слоев футеровки подины, мм	X	130
	Y	580
	Z	265
Толщина футеровки стен на уровне откосов от, мм	X1	375
	Y1	125
Толщина магнезитовой футеровки в верхней части стен ст, мм	270
Толщина свода из хромомагнезитового кирпича св, мм	475
Температура наружной поверхности	В верхней части стены Т1, 0С	348
	В нижней части стены Т2, 0С	325
	Свода Тсв, 0С	365

Таблица 2 - Исходные данные

Состав газа	Количество горелок n	Время работы горелок за период расплавления фт-ва, мин	Расход газообразного топлива одной горелкой В, м3/ч
, %	,%	, %	, %	, %	, %	%	, %
44,1	22,0	5,20	1,40	0,30	-	27	-	3	20	114

2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ

Объем жидкого металла в дуговой сталеплавильной печи, м³:

V=v·G,

где v =0,145 м³/т -- удельный объем жидкой стали;

G - емкость печи, т.

V=0,145*60 = 8,7 м³

G = 60 т.

Диаметр зеркала металла вычисляется по формуле, мм:

D = 2000·C·,

где коэффициент С принимаем равным 1.085 т.к. при емкости печи G = 60 т отношение D/H=4,5

D = 2000·1,064· = 4384 мм

Глубина ванны жидкого металла, мм:

Н= D/5,0

Н= 4384/1,064 = 4120 мм

Расчетный объем шлака, м³:

V_ш= 0,1· V

V_ш= 0,1· 8,7 = 0,87 м³

Высота слоя шлака, м:

,

где D - диаметр зеркала металла, м.

Диаметр зеркала шлака, м:

D_ш = D + 2H_ш,

где D - диаметр зеркала металла, м.

D_ш = 4,384+ 2*0,058 =4,5 м

Уровень порога рабочего окна должен быть расположен выше уровня зеркала шлака на 40 мм, а уровень откосов на 65 мм выше уровня порога рабочего окна. Тогда диаметр ванны на уровне откосов равен, мм:

D_от = D + 2(Н_ш + 40 + 65),

где D - диаметр зеркала металла, мм, H_ш - высота слоя шлака, мм.

D_от = 4384 + 2(58+ 40 + 65)=4710 мм

Диаметр ванны на уровне стен (рис. 1) равен, мм:

D_CT = D_от + 200

D_CT = 4710+ 200=4910 мм

Высота плавильного пространства H_пл находится из выражения H_пл/D_от, которое определяется ёмкостью печи. При емкости печи G=60 т H_пл/D_от = 0,45

H_пл = D_от * 0,45

H_пл =4710 * 0,45 = 2120 мм

Внутренний диаметр кожуха, мм:

D_K=D_CT+2· д_от,

где д_от - толщина футеровки стен на уровне откосов, равная сумме толщины футеровки верхней части стен д_в и толщины шамотного слоя в нижней части стен д_ш мм.

D_K=4910+2(375+125+270)=6450 мм

где д_от = д_в = 375 и 125 мм,

д_ш = 270 мм.

Стрела пролета свода печи H_cb принимается равной 15% пролета (внутреннего диаметра) свода, мм:

H_cb = 0,15·D_cb = 0,15?(D_k- д_св),

где - д_св толщина свода из хромомагнезитового кирпича, мм.

H_cb = 0,15?(6450-475) = 896,25 мм

где - д_св = 475 мм.

Ширину рабочего окна печи определяем, мм:

b = 0,25?D_от.

b = 0,25?4710 = 1178 мм

Высота рабочего окна составляет, мм:

h = 0,65?1178 = 766 мм

3. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ БАЛАНС ПЕРИОДА РАСПЛАВЛЕНИЯ

Целью составления энергетического баланса является определение суммарного количества электрической энергии, которую необходимо выделить в дуговой сталеплавильной печи в период расплавления, по которому затем определяют необходимую мощность печного трансформатора. Для современных ДСП продолжительность периода расплавления ф_Р принимаем 9504 с.

Примерно в середине периода расплавления проиcxoдит подвалка шихты, продолжительность которой составляет ф_п=2160 с. Следовательно, продолжительность расплавления «под током» составляет ф_р.т = ф_Р - 2160 с. Принимая ф_Р=9504 с, находим ф_р.т = 9504-2160=7344 с.

3.1 ПРИХОД ТЕПЛОТЫ

Теплота, вносимая шихтой, кДж:

Q_ш=G · d_ш · с_ш · t_ш

где G - емкость печи, кг;

d_ш - доля металла в шихте (d_ш=0,97 - 0,99);

t_ш - температура шихты (t_ш =20°С);

с_ш - теплоёмкость шихты (с_ш=0,469 кДж/(кг·К)).

Q_ш=60000 · 0,98· 0,469 · 20 = 551544 кДж = 0,551 ГДж

где G - 60000 кг;

Теплота, вносимая электрическими дугами (вычисляем после формулы (3.2.16)), ГДж:

Q_д = з_эл·W_эл·10^-6,

где з_эл - электрический к. п. д., равный 0,87--0,92;

W_эл - используемая в печи электроэнергия, кДж.

Теплота экзотермических реакций, которую можно определить по материальному балансу. Однако точность его расчёта невысокая, так как весьма трудно установить начальную массу элементов в шихте из-за разнородности скрапа. Выгорание элементов зависит от количества кислорода поданного в печь. При недостатке кислорода элементы будут выгорать не полностью, а при большом его избытке начинает усиленно гореть железо. Поэтому определение тепла экзотермических реакций в период расплавления принимают по данным испытаний аналогичных печей. Тепловой эффект экзотермических реакций будет определяться как сумма количеств тепла нижеприведённых реакций. Теплоту экзотермических реакций определим по формулам [1]:

С>СО_{2 -}Q_экз = 60000 · 0,074 = 4440,

С> СО -Q_экз = 60000 · 0,053 = 3180,

Si> SiO_{2 -}Q_экз = 60000 · 0,092 = 5520,

Мn>МnO -Q_экз = 60000 · 0,0249 = 1494,

Fe> Fe₂O_{3 -}Q_экз = 60000 · 0,0098 = 588,

Fe> FeO -Q_экз = 60000 · 0,0248 = 1488,

Fe> Fe₂0₃ (в дым) - Q_экз = 60000 · 0,2211 = 13266

Q_экз = 29976 МДж = 29,976 ГДж

где G - 60000 кг.

Теплота шлакообразования: SiО₂>(CaO)₂ Si0₂, МДж:

Q_шл.обр. = G · 0,01474

где G - емкость печи, кг.

Q_шл.обр. = 60000 · 0,01474=884 МДж = 0,884 ГДж.

Приход теплоты от сжигания топлива

Для ускорения плавления иногда применяют горелки, вводимые в рабочее пространство через под или стенки печи. В данном проекте предусматривается установка n горелок с расходом топлива В, м³/ч (Приложение Б). При этом время работы горелок за период расплавления составляет ф_т-ва (Приложение Б).

Определяем объем водяных паров на 100 нм³ газа (соответствует процентному содержанию Н₂О в газе):

,

где d - влагосодержание газового топлива, d=10 г/м³.

Коэффициента пересчета находится по формуле:

Пересчет сухого топлива на влажное, %, осуществляется по формулам:

;

;

;

;

;

;

;

;

;

;

;

Теоретически необходимое количество воздуха, м³/м³:

.

Действительное количество воздуха, м³/м³:

,

м³/м³

где б - коэффициент избытка воздуха, б=1,1.

Теоретическое количество азота, м³/м³:

.

м³/м³

Действительное количество азота, м³/м³:



м³/м.³

Количество трехатомных газов, м³/м³:

.

м³/м.³

Теоретическое количество водяных паров, м³/м³:

.

Действительное количество водяных паров, м³/м³:

м³/м³

Избыточное количество кислорода, м³/м³:

.

м³/м.³

Объем продуктов горения, м³/м³:

 м³/м³

Процентное содержание компонентов смеси, %:

;

;

;

.

Плотность продуктов горения, кг/м³:

.

 кг/м³

Теплота сгорания топлива, кДж/м³:

.

Количество теплоты, вносимое в ДСП с топливом (физическая теплота топлива не учитывается), кДж:

Q_т-ва = Q_н^р ? В ? ф_т-ва,

где В - расход газообразного топлива горелками, м³/ч;

ф_т-ва - время работы горелок за период расплавления, ч.

Q_т-ва = 36149? 114 ? 0,33=0,12 ГДж

где В - 114 м³/ч;

ф_т-ва - 0,33 ч.

3.2 РАСХОД ТЕПЛОТЫ

Физическая теплота стали, кДж:

Q_ст =d_ст·G·[c_ст^тв ·t_пл.ст +L_ст +c_ст^ж (t_ст -t_пл.ст )]

где d_ст - выход стали (d_ст=0,91 - 0,97);

G - емкость печи, кг;

c_ст^тв - удельная теплоёмкость твёрдой стали в интервале температур 0-1500 ^оС (c_ст^тв = 0,7 кДж/(кг·К));

c_ст^ж - удельная теплоёмкость жидкой стали в интервале температур 1500-1600 ^оС (c_ст^ж = 0,837 кДж/(кг·К));

(t_ст -t_пл.ст ) - интервал температур плавления стали (1600 - 1500 ^оС);

L_ст - скрытая теплота плавления стали (L_ст = 272,16 кДж/кг).

Q_ст =0,95·60000·[0,7 ·1539 +272,16 +0,837 (1600-1500 )]=81,69 ГДж

где d_ст=0,95;

G - 100000 кг.

Физическая теплота стали, теряемой со шлаком, кДж:

Q_ст-шл =d_щл·G·[c_ст^тв ·t_пл.ст +L_ст +c_ст^ж (t_ст -t_пл.ст )]

где d_шл - доля шлака (d_шл=0,005 - 0,008);

G - емкость печи, кг.

Q_ст-шл =0,08·60000·[0,7 ·1539+272,16 +0,837 (1600-1500 )]=0,68 ГДж

где d_шл =0,008;

G - 60000 кг.

Физическая теплота шлака, кДж:

Q_шл =d_щл·G·(c_шл ·t_шл +L_шл)

где c_шл - удельная теплоёмкость шлака при температуре 1700 ^оС (c_шл = 1,25 кДж/(кг·К));

G - емкость печи, кг;

L_шл - скрытая теплота плавления шлака (L_шл = 209,35 кДж/кг);

t_шл - температура шлака (1700 ^оС).

Q_шл =0,008·60000·(1,25 ·1700 +209,35)=1,12 ГДж.

Теплота, уносимая газообразными продуктами реакций с температурой t_ух=1500 ^оС, Дж: Q_yx = 295· G,

где G - емкость печи, кг.

Q_yx = 295· 60000=0,0177 ГДж.

Теплота, уносимая частицами Fe₂O₃, кДж:

Q_Fe2O3 =d_Fe2O3·G·(c_Fe2O3 ·t_ух +L_Fe2O3),

где c_Fe2O3- удельная теплоёмкость Fe₂O₃ при температуре 1500 ^оС (c_Fe2O3 = 1,23 кДж/(кг·К));

G - емкость печи, кг;

t_ух - температура уходящих газов (1500 ^оС);

L_Fe2O3 - скрытая теплота плавления Fe₂O₃ (L_шл = 209,34 кДж/кг).

d_Fe2O3 - доля Fe₂O_3, уносимая с дымом (d_Fe2O3=0,04 - 0,05).

Q_Fe2O3 =0,05·60000·(1,23 ·1500 +209,34)=6,16 ГДж

G - 60000 кг;

d_Fe2O3 = 0,05.

Потери теплоты теплопроводностью через футеровку

Для определения тепловых потерь через футеровку ДСП применяют формулы для плоской стенки. Для расчёта тепловых потерь через стенку печи необходимо знать:

- вид огнеупорных материалов;

- коэффициент теплопроводности огнеупорных материалов;

- коэффициент теплоотдачи с внешней стенки печи в окружающую среду;

- геометрические размеры стенки печи.

Как правило, между слоями футеровки выполняют слой засыпки из огнеупорного порошка, толщиной 20-40 мм. Тепловым сопротивлением слоя засыпки в данном расчёте пренебрегаем.

Коэффициент теплопроводности магнезита равен л_м = 6,28-0,0027·t_ср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности хромомагнезита: л_хм = 4,07-71,5·10^-5·t_ср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности шамота: л_ш = 0,84+58·10^-5t_ср Вт/(м·К); коэффициент теплопроводности диатомита л_д = 0,11+17·10^-5·t_ср Вт/(м·К).

Для определения коэффициента теплопроводности в качестве значения t_ср принимаем полусумму значений температур на внутренней и внешней поверхностях всей толщины футеровки.

Температура внутренней поверхности футеровки печи равна t₁=1600°С, температуру внешней поверхности верхней части стены примем равной Т₁, нижней Т₂. Температура внутренней поверхности футеровки свода равна t_св=1500°С, температура внешней поверхности свода Т_св.

Принимая, что к концу кампании футеровка рабочего слоя (хромомагнезитового) может износиться на 50 %, принимаем расчетную толщину этого слоя футеровки равной 75% первоначальной толщины.

л_м1 = 6,28-0,0027·974 = 3,65 Вт/(м·К);

л_хм1 = 4,07-71,5·10^-5·974 = 3,37 Вт/(м·К т);

л_ш1 = 0,84+58·10^-5974 = 1,4 Вт/(м·К);

л_д1 = 0,11+17·10^-5·974 = 0,270 Вт/(м·К).

л_м2 = 6,28-0,0027·962,5 = 3,68 Вт/(м·К);

л_хм2 = 4,07-71,5·10^-5·962,5 = 3,38 Вт/(м·К т);

л_ш2 = 0,84+58·10^-5962,5 = 1,39 Вт/(м·К);

л_{хм св} = 4,07-71,5·10^-5·365 = 3,81 Вт/(м·К т);

л_{м под} = 6,28-0,0027·900 = 3,85 Вт/(м·К);

л_{ш под} = 0,84+58·10^-5900 = 1,362 Вт/(м·К);

л_{д под}= 0,11+17·10^-5·900 = 0,263 Вт/(м·К).

А) Потери теплоты теплопроводностью через стены (верхняя часть)

Футеровка стен в верхней части д_в состоит из хромомагнезитового кирпича толщиной x₁ мм и магнезитового кирпича, толщиной y₁ мм.

Определяем коэффициент теплоотдачи от внешней стенки в окружающую среду, Вт/(м²·К):

б₂=10+0,06·T₁,

где T₁ - температура внешней поверхности верхней части стены, ^оС.

б₂=10+0,06·348 = 30,88 ^оС

где T₁ = 335 ^оС.

Так как стены имеют два равных по высоте участка разной толщины: нижний (на уровне откосов) и верхний, то площади внешних поверхностей этих участков будут равны и определяются по формуле, м²:

F=р·D_k·H_пл/2

F=3,14·6450·2,123/2 = 21498,55 м²

Принимая температуру в цехе (Т_ос) равной 30°С, находим потери теплоты через верхнюю часть стен печи с учётом того, что расчетная толщина хромомагнезитового слоя футеровки равна 75% первоначальной толщины, по формуле, Дж:

,

где д_i - толщина слоя, м;

л_i - коэффициент теплопроводности слоя при средней температуре этого слоя, Вт/(м·К);

F - площадь наружной поверхности верхней части стен, м².

Q ^ст_тепл1 =((1600-30)/((0,375*0,75/3,37)+0,125/3,68+1/30,88))*21,49*

9504 = 2,24 ГДж

Б) Потери теплоты теплопроводностью через стены (нижняя часть)

Футеровка стен в нижней части состоит из хромомагнезитового кирпича толщиной x₁ мм, магнезитового кирпича, толщиной y₁ мм и шамотного кирпича, толщиной д_ш.

Определяем коэффициент теплоотдачи от внешней стенки в окружающую среду, Вт/(м²·К):

б₂=10+0,06·T₂,

где T₂ - температура внешней поверхности нижней части стены, ^оС.

б₂=10+0,06·325= 29,5 ^оС

где T₂ = 325 ^оС.

Определяем потери теплоты через нижнюю часть стен , принимая температуру поверхности нижней части стены T₂ площадь внешней поверхности нижней части равной площади верхней.

= ((1600-30)/((0,375/3,38) + 0,125/3,68+0,270/1,39 + 1/29,5))* 21,49*9504 = 0,87 ГДж

Потери теплоты теплопроводностью через свод

Площадь внешней поверхности свода определяем по формуле, м²:

F = р·[0,15² · (D_k - д_cт)²+(D_k - д_cт)² ]/2.

F = 3,14·[0,0225 · (6,45 - 0,475)²+(6,45 - 0,475)² ]/2 =57,31 м².

Для определения тепловых потерь свода используем значение площади его наружной поверхности, принимая температуру внешней поверхности свода T_св. При этом футеровка свода состоит из одного слоя хромомагнезитового кирпича, толщиной д_св, мм.

Определяем коэффициент теплоотдачи от внешней стенки в окружающую среду, Вт/(м²·К):

б₂=10+0,06·T_св,

где T_св - температура внешней поверхности свода, ^оС.

б₂=10+0,06·365= 31,9 ^оС

где T_св = 365 ^оС.

=((1500-30)/((0,475/3,81)+1/31,9))*

57,31*9504 = 5,33 ГДж

Потери теплоты теплопроводностью через подину

Коэффициент теплоотдачи конвекцией подины (обращенной вниз поверхности) равен:

б₂ = 0,7(10+ 0,06· T_под),

где T_под - температура внешней поверхности подины, T_под =200 ^оС.

б₂ = 0,7(10+ 0,06· 200) = 15,4.

При определении площади наружной поверхности подины примем, что она состоит из поверхности сферического сегмента, равной площади наружной поверхности свода и цилиндрической поверхности F_под:

F_под= р·D_k·(H_под- д_п),

H_под = д_п + H +H_шл + 0,04 + 0,065.

H_под = 0,975 + 4,12 +0,058 + 0,04 + 0,065=5,258.

F_под= 3,14·6450·(5,258- 0,975) = 86,743 м².

Для определения тепловых потерь подины используем значение площади её наружной поверхности, принимая температуру внутренней поверхности подины 1600 °С. Футеровка подины имеет толщину д_п, мм и состоит из огнеупорной диатомитовой набивки толщиной x мм, огнеупорной кладки из магнезитового кирпича толщиной y мм и слоя шамота толщиной z мм.

=((1600-30)/((0,130/0,263)+0,58/3,85 +0,265/1,362+1/15,4))* 86,743 *9504 = 1,44 ГДж

Подсчитываем общие потери теплоты теплопроводностью через футеровку печи, ?Q_тепл. Они выражаются суммой потерь теплоты через стены (верхнюю и нижнюю часть), свод и подину печи. Потерями тепла с водой, охлаждающей рабочее окно дуговой сталеплавильной печи пренебрегаем:

?Q_тепл = + + +

?Q_тепл = 2,24+ 0,87+ 5,33+1,44 = 9,88 ГДж.

Потери теплоты в период межплавочного простоя.

В период подвалки шихты печь раскрывается и потери теплоты в этот период складываются из потерь теплоты излучением через раскрытый свод, потерь теплоты с газами, с охлаждающей водой и теплопроводностью через футеровку печи. Расчет этих величин в случае раскрытой печи достаточно сложен, так как температура внутренней поверхности футеровки быстро падает. Поэтому ориентировочно примем, что потери теплоты в период межплавочного простоя будут равны, ГДж:

Q_мп = (?Q_тепл + Q_oxл + 0,5·Q_yx)· k_н · ф_п/ ф_р,

где k_н - коэффициент неучтенных потерь, k_н=1,1-1,2;

Q_тепл - потери теплопроводностью, ГДж;

Q_oxл - потери тепла от охлаждения печи, Q_oxл = 14 ГДж;

Q_yx - тепло, уносимое газообразными продуктами реакций, ГДж.

Q_мп = (9,88 + 14 + 0,5·0,0177)· 1,2 · 2160/ 9504 =6,1 ГДж

где k_н=1,1;

Q_тепл -9,88, ГДж;

Q_yx - 0,0177, ГДж.

Расход электроэнергии найдем из уравнения теплового баланса периода расплавления дуговой сталеплавильной печи. Для чего необходимо все составляющие перевести в ГДж и из теплового баланса получить значение Q_д:

Q_прих = Q_расх

Q_ш+ Q_д+ Q_экз+ Q_шл.обр.+ Q_т-ва = Q_ст+ Q_ст-шл+ Q_шл+ Q_yx+ Q_Fe2O3+ Q_тепл+ Q_мп

0,55+ Q_д+ 29,979+ 0,884_.+ 0,12 = 81,69+ 0,68+ 1,12+ 0,0177+ 6,16+ 9,88+ 6,51

31,53+ Q_д = 106,05

Q_д = 106,05-31,53 = 74,52 ГДж

Откуда находим W_эл - используемую в печи электроэнергию.

Теплота, вносимая электрическими дугами, ГДж:

Q_д = з_эл·W_эл·10^-6,

где з_эл - электрический к. п. д., равный 0,87--0,92;

W_эл - используемая в печи электроэнергия, кДж.

W_эл =Q_д / з_эл ·10^-6,

W_эл =74,52/0,88*10^-6=82,0*10⁶ ГДж

Результаты расчета теплового баланса периода расплавления дуговой сталеплавильной печи сводятся в таблицу 3.

Таблица-3. Тепловой баланс периода расплавления дуговой сталеплавильной печи

Статья прихода	ГДж (%)	Статья расхода	ГДж (%)
1. Теплота, вносимая шихтой	0,55	1. Физическая теплота стали	81,69
2. Энергия, вносимая дугами	74,52	2. Физическая теплота стали, теряемой со шлаком	0,68
3. Теплота экзотермических реакций	29,976	3.Физическая теплота шлака	1,12
4. Теплота шлакообразования	0,884	4.Теплота, уносимая газообразными продуктами реакций	0,0177
5. Теплота, вносимая в ДСП с топливом	0,12	5.Теплота, уносимая частицами Fe203	6,16
		6. Потери теплоты теплопроводностью	9,88
		7. Потери теплоты в период межплавочного простоя	6,51
ИТОГО	106,05	ИТОГО	106,05

Удельный расход электроэнергии на 1 кг металлической завалки, ГДж/кг:

щ₂ = W_эл /G.

щ₂ = 82,0*10⁶ /6*10⁵=1366 ГДж

Тепловой коэффициент полезного действия равен:

з_Т= (Q_ст+ Q_ст-шл+ Q_шл)/ Q_прих.

з_Т= (81,69+ 0,68+ 1,12)/ 106,05 = 0,78

Учитывая, что з_эл = 0,9, общий коэффициент полезного действия будет равен:

з_общ= з_эл· з_Т

з_общ= 0,9· 0,78=0,7

Несколько повышенный расход электроэнергии и соответственно пониженные значения величин з_Т и з_общ обусловлены большой потерей теплоты с уходящими газами. Для уменьшения этих потерь целесообразно подать в ванну в период расплавления технический кислород.

дуговой печь тепловой трансформатор

4. МОЩНОСТЬ ПЕЧНОГО ТРАНСФОРМАТОРА

Средняя мощность в период расплавления, кВт:

N_cp = W_эл /ф_р._т.

N_cp = 82,0*10⁶/7344=11165,5 кВт.

Максимальную мощность определим, учитывая, что коэффициент использования мощности К=0,75-0,9, кВт:

N = N_ср /K.

N = 11165,5 /0,8=13956,25 кВт.

где К=0,79.

Принимая значение средневзвешенного коэффициента мощности cos ц=0,707, найдем необходимую полную мощность трансформатора, кВ·А:

N' = N /cos ц.

N' = 13956,25 /0,707=19740,09 кВ·А.

Так как полная мощность трансформатора равна 19740,09 кВ·А, то стандартная мощность трехфазного трансформатора составит 20000 кВ·А.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1.Теория, конструкции и расчёты металлургических печей / Под ред. В.А. Кривандина. - М.: Металлургия, 1984.

2.Исаченко В.М., Осипова В.А., Сухомел А.С. Теплопередача. - М.; Энергоиздат, 1981.

3.Рафалович И.М. Теплопередача в расплавах, растворах и футеровках печей и аппаратов. М.: Энергия, 1977. - 304 с.

4.Высокотемпературные теплотехнологические процессы и установки./Под ред. Ключникова А.Д. М.Энергия, 1989.-328 c.

5.Промышленная теплоэнергетика - теплотехника. Справочник / Под общей ред. Григорьева В.А. и Зорина В.М. М: Энергоиздат, 1983. - 552 с.

6.Баскакова А.П. Теплотехника.- М.: Энергоиздат, 1982.

7.Каблуковский А.Ф. Производство стали и ферросплавов. - М. Академкнига, 2003.

Размещено на Allbest.ru