3.3 Расход тепла
3.3.1. Физическое тепло выпускаемой стали при 1620 0с.
Qст=Gcт·[Ccт.т · t’пл + L’пл+Сст.ж·(t’ж – t’пл)].
При средней теплоемкости твердой стали Сст.т =0,699 кДж/кг.град, теплоте плавления стали L’пл=272 кДж/кг, температуре плавления t’пл=1500°С и средней теплоемкости жидкой стали Сст.ж =0,837 кДж/кг.град, Qст составит:
Qст=91,122·[0,699·1500+272+0,837·(1620-1500)]= 129478,89 кДж.
3.3.2 Физическое тепло шлака при 1670 °с.
Qшл=Gшл·[Cшл.т·tпл.шл+Lшл.пл+Сшл.ж·(tшл.ж – tшл.пл)].
При средней теплоемкости твердого шлака Cшл.т=1,197 кДж/кг.град, теплоте плавления шлака Lшл.пл=209 кДж/кг, температуре ликвидус tшл.пл=1550 °С и средней теплоемкости жидкого шлака Сшл.ж=1,248 кДж/кг.град, Qшл составит:
Qшл =9,695·[1,197·1550+209+1,248(1670-1550)]= 21468,05 кДж.
3.3.3. Физическое тепло отходящих газов при температуре t=1600 °С.
Объемные массы газов Vi указаны в табл. 6, их средние теплоемкости в кДж/м3.град составляют:
CCO=1,474; CCO2=2,357; CH2O=1,867; CO2=1,537; CN2=1,453.
VCO=7,2; VCO2=0,8008; VO2=0,233; VN2=0.031.
Qгаз=(ΣCiVi) tг,
Qгаз=(2,357·0,8008+1,474·7,2+1,453·0,031+1,537·0,233)·1600=20842,97 кДж.
3.3.4. Физическое тепло корольков металла в шлаке
Qк=Gк·[Ccт.т·t’пл+L’пл+Сст.ж·(t’ж – t’пл)].
Корольки попадают в шлак при температуре жидкой стали, их масса 0,97 кг (табл.7), теплофизические характеристики те же, что и в 3.3.1.
Qк=0,97·[0,699·1500+272+0,837·(1620-1500)]= 1378,31 кДж.
3.3.5. Физическое тепло выбросов металла при средней их температуре 1450° с, их массе 1кг.
Qв=Gв·[Cчуг.т·tпл+Lпл+Счуг.ж·(tж – t пл)].
Теплофизические свойства выбросов принимаем, как для чугуна.
Qв=1·[0,737·1200+217,7+0,837·(1450-1200)]=1311,35 кДж
3.3.6. Физическое тепло пылевидного оксида Fe2O3 в количестве 0,714 кг, уносимого газами при t=16000C.
QFe2O3=G Fe2O3·C Fe2O3·tгазов ,
где средняя теплоемкость Fe2O3 при 1600 0С: CFe2O3=0,979кДж/кг·град.
QFe2O3=0,714·0,979·1600=1118,41 кДж.
3.3.7. Тепло, расходуемое на нагрев кислорода дутья.
При выходе из фурмы кислород расширяется, что приводит к уменьшению температуры, которую можно определить из уравнения:
где Тг – абсолютная температура газа после расширения,
Т1 – температура газа перед выходом из фурмы, которую можно принять равной Т1=30+273=303 К,
Р1 – давление кислорода до расширения Р1=8 атм, P2 – давления кислорода после расширения P2=1 атм, К – коэффициент, равный Ср\Сv = 1,4.
При такой температуре теплоемкость кислорода составляет 1,298 кДж/м3.град.Тогда расход тепла на нагрев кислорода 5,709 м3 составит:
Qo2=Vo2·Co2·tг,
Qo2= 5,709·1,298·109=807,721 кДж.
4.Определение основных размеров конвертера
При выборе формы и размеров рабочего пространства руководствуются необходимостью обеспечения резкого увеличения объема ванны при интенсивном газовыделении без существенных потерь металла. При этом должны быть сведены к минимуму потери тепла через ограждение рабочего пространства и через горловину.
Т – емкость (тоннаж) конвертера, т.
Для 300 тонного кислородного конвертера, принимаем удельный объем 0,87 м3/т.
Вместимость конвертера в нашем примере составляет 300 т. Для него объем рабочего пространства составит:
V=300*0,87=261 м3.
Dд=0,6·6,46=3,88 м.
Диаметр внутренней поверхности футеровки DВ=6,55 м; диаметр горловины принимаем d=3,43 м.
Величина диаметра днища составит 60% DВ:
DД = 0,6*DВ=0,6*6,55=3,93 м2.
Высоту горловины находим из соотношения:
в котором из соображений устойчивости футеровки принимаем α=530, тогда tg α =1,33.
Тогда:
Высоту конической части днища hк находим из соотношения:
Высоту сферической части днища hС определяем из соотношения:
Высоту рабочего пространства конвертера HР=9,26 м.
Объем верхней конусной части составит:
Объем нижней конусной части составит:
Объем нижней части шарового сегмента конвертера находим из выражения:
Объем цилиндрической части конвертера составит:
VЦ=V - (Vг+Vк+Vс),
VЦ=261-(41,79+43,23+2,68)=173,29 м3.
Высота цилиндрической части конвертера составит:
