2. Использование физического тепла стали и шлака

На металлургических предприятиях, где металл разливается в ножницы, часть физического тепла стали используется с горячим всадом слитков в колодцы обжимных станов, при этом оптимальная температура горячего всада составляет 800-900 °С.

Если же сталеплавильные цехи оборудованы установками непрерывной разливки стали, в первичных кристаллизаторах УНРС охлаждающая вода воспринимает тепло перегрева стали и часть тепла плавления (затвердевания). При испарительном охлаждении кристаллизатора тепло стали используется для выработки пара.

Сталеплавильные шлаки также обладают значительным тепловым потенциалом, кроме того их можно использовать в качестве ВМР. Так, например, по данным [4] в 1983 г. было переработано 6,9 млн. т (т.е. 29,6 %) сталеплавильных шлаков текущего выхода, в том числе на щебень рядовой - 4,75 млн. т, щебень фракционированный - 0,2, оборотный продукт для металлур­гии - 1,45, удобрения фосфорные - 0,3 и удобрения шлакоизвестковые - 0,2 млн. т. При переработке сталеплавильных шлаков извлечено и возвра­щено в производство 1,5 млн. т металла. Ежегодно повышается уровень использования сталеплавильных шлаков, например в 1985 т. было перера­ботано 10 млн. т., в 1986 г. — свыше 11 млн. т.

Шлаковая мука, полученная из сталеплавильных шлаков, применяется в сельском хозяйстве для известкования кислых почв взамен известняко­вой муки.

Конвертерный шлак содержит около 15 % металлургического и 19 % окисного железа, а всего до 80 % полезных компонентов для доменной плавки, поэтому его следует применять в качестве оборотного продукта в доменных печах, в которых плавка ведется с использованием в шихте известняка. Конвертерный шлак улучшает технико-экономические пока­затели доменного производства. По заводским данным, при добавке кон­вертерного шлака в среднем 50 кг на 1 т чугуна снижается расход извест­няка на 32 кг, агломерата - на 10,5, марганцевой руды — на 11,5 кг.

2 Расчет выхода вэр

2.1 Энергия конвертерных газов

Возможное использование физического тепла конвертерного газа при его охлаждении в 0KГ без доступа воздуха

Q_возм.=G_ст.∙υ_к.г.∙[(J₁^к.г. - J₂^к.г.)+ g_n∙C_n∙(t₁ - t₂)] ∙10 ^-6, (2.1)

где G_ст - производство стали, т/год;

υ_к.г. - удельный выход конвертерного газа на 1т выплавленной стали, м³ /т;

J₁^к.г. - энтальпия конвертерного газа при температуре t₁ на выходе из конвертера, кДж/м³;

J₂^к.г. - энтальпия конвертерного газа при температуре t₂ на выходе из ОКГ, кДж/м³;

g_n - выход пыли на 1 м³ газа, кг/м³;

C_n - теплоемкость пыли, кДж/(кг∙К).

Согласно [5] температура газа на выходе из конвертера составляет 1400-1800 ⁰С, на выходе из ОКГ 200-250 ⁰С; содержание пыли в газе l20-220 г/м³, теплоемкость пыли 0,630 кДж/(кг∙К); состав конвертерных газов: СО - 90 % , СО₂ -10 %; g_n = 180 г/м³.

Примем t₁=1600 ⁰С, t₂=200 ⁰С.

Энтальпия конвертерного газа

(2.2)

где C ^к.г. - теплоемкость конвертерного газа, кДж/( м³∙К);

t - температура газа, ⁰С;

и - соответственно теплоемкости СО и СО₂ при температуре t, кДж/( м³∙К).

Т.е.

J₁^к.г = 1600∙(90∙1,472+10∙2,368)/100 = 2498,6 кДж/м³,

J₂^к.г = 200∙(90∙1,307+10∙1,796)/100 = 271,2 кДж/м³.

Значения и брались по [5].

Выход конвертерного газа зависит от количества выгоревшего углерода и составляет 1,866 м³ газа на каждый килограмм выгоревшего углерода, т.е.

υ_к.г. = 1,866∙ΔС, (2.3)

где ΔС - количество выгоревшего углерода, кг.

Количество выгоревшего углерода

(2.4)

где С_чуг, С_скрап и С_ст – содержание углерода в чугуне, скрапе и стали соответственно, % _;

G_чуг и G_скрап - удельный расход чугуна и скрапа соответственно, кг/т.

Согласно [2] удельный расход чугуна составляет 780÷820, скрапа – 280÷300 кг/т. Содержание углерода в чугуне С_чуг = 4,0÷4,7% [2], в скрапе С_скрап = 0,3% [6], в стали С_ст = 0,3% [6].

Примем С_чуг = 4,2%, G_чуг = 780 кг/т, G_скрап = 300 кг/т. Тогда по (2.4) имеем

кг/т.

Выход конвертерного газа согласно (2.3)

υ_к.г. = 1,866∙30,66 = 57,21 м³ /т.

Производительность одного непрерывно работающего конвертера емкостью 100 т составляет 1 млн. т/год [7]. Тогда возможное использование физического тепла конвертерного газа (см. (2.1))

Q_возм.= 10 ⁶ ∙ 57,21∙ [(2498,6- 271,2) + 0,18∙0,630 ∙(1600 - 200) ] ∙10 ^{– 6} = 136512,21

ГДж/год.

При охлаждении конвертерных газов с доступом воздуха. возможное использование их энергии

Q_возм.=G_ст.∙υ_к.г.∙[(J₁^к.г.+ ) - J₂^к.г. + g_n∙C_n∙(t₁ - t₂)] ∙10 ^-6, (2.5)

где – теплота сгорания конвертерных газов, кДж/м³.

Энтальпия J₂^к.г зависит от состава продуктов сгорания конвертерного газа и коэффициента избытка воздуха .

Произведем расчет горения конвертерного газа с коэффициентом избытка воздуха, равным 1,4 [6], приняв влагосодержание газа и воздуха равными нулю.

Теоретически необходимый расход сухого воздуха

(2.6)

Действительный расход сухого воздуха

(2.7)

Выход дымовых газов

(2.8)

(2.9)

(2.10)

(2.11)

Произведя расчет по (2.6) - (2.11), получим

м³/ м³,

м³/ м³,

м³/ м³,

м³/ м³,

м³/ м³,

м³/ м³.

Процентное содержание компонентов в дымовых газах

(2.12)

Тогда,

Энтальпия J₂^к.г по (2.2)

J₂^к.г = 200∙(28,177∙1,796 + 66,751∙1,300 + 5,07∙1,336)/100 = 288,3 кДж/м³.

Значения теплоемкостей газов брались по [5].

Теплота сгорания конвертерных газов

(2.13)

Т.е.

, кДж/м³.

Значит по (2.5) имеем

Q_возм.= 10⁶ ∙ 57,21∙ [(2498,6 + 11493) -288,3+ 0,18∙0,630 ∙(1600 - 200) ] ∙10^{– 6} =

=793048,45 ГДж/год.