Выбор типа и расчёт дуговой сталеплавильной печи (Расчетная часть курсового проекта)

основного шлака = 3,2 т/м³, плотность стали 6,9 ¸ 7,2 т/м³.

V_ШЛ. = 0,262 м³.

2.2.10 Высота слоя шлака.

h_ШЛ. =  = 0,081 м.                                     (11)

2.2.11 Высота от зеркала шлака до уровня порога рабочего окна.

h₃= 30 мм.

2.2.12 Высота от уровня  порога рабочего окна до верхнего уровня откосов.

h₄ = 50 мм.

2.2.13 Глубина ванны от пода до верхнего уровня откосов.

H_В. = H_М. + h_ШЛ. + h₃ + h₄ ,                                 (12)

H_В. = 612,296 мм.

2.2.14 Диаметр плавильного пространства на уровне откосов.

Д_ПЛ. = Д_М. + 2×(h_шл.+h₃+h₄),                               (13)

Д_ПЛ. = 2353 мм.

4.2.15 Высота стен (H_стен.- расстояние от уровня откосов до пят свода).

H_стен. = 0,4×Д_ПЛ. = 1082 мм.                               (14)

2.2.16 Стрела выпуклости свода.

h_СТР. - расстояние от зеркала ванны до высшей центральной точки на внутренней поверхности свода считают высотой свода h_СВ..

h_СТР. = 0,13×Д_ПРОЛ.                                                                         (15)

для сводов из термостойкого хромомагнезитового кирпича.

Д_ПРОЛ. = Д_ПЛ. + 1000                                           (16)

Д_ПРОЛ. = 3353 мм.

h_СТР. = 435 мм.

2.2.17 Высота свода h_СВ..

Должно соблюдаться соотношение :   = 0,3¸0,55,

h_СВ. = 0,6×Д_ПЛ. = 1412 мм.                                       (17)

2.2.18 Толщина свода.

d_СВ. = h_СВ.- h_CТР. = 300 мм.                                (18)

2.2.19 Определение рационального профиля кладки боковых стен.

Цилиндро-конический кожух с внутренним наклонным профилем стен  с углом наклона к вертикали в нижнем наиболее горячем поясе (угол a₁= 25^о), угол a₂ = 20^о, a₃ = 15^о.

1 – Кожух; 2 – Откосы; 3 – Разъём кожуха; 4 – Футеровка; 5 – Кольцевой желоб; 6 – Сводовое кольцо; 7 – Отверстие для электрода; 8 – Рабочее окно.

Рисунок  7 - Рациональный профиль кладки стен.

2.2.20 Рациональный внутренний профиль кладки боковых стен с переменными углами наклона по высоте.

h^/ = 0,1×Д_ПЛ. = 235 мм.                               (19)

h^// = 0,2×Д_ПЛ. = 235 мм.                                       (20)

h^/// = 0,35×Д_ПЛ. =235 мм.                                  (21)

2.2.21 Внутренний диаметр печи на уровне пят свода.

Д_ПЯТ.СВ.= Д_ПЛ. + 2×   (22)

Д_ПЯТ.СВ. = 2870 мм

2.2.22 Толщина стен на уровне откосов m₁ и на уровне пят свода m₂.

Футеровка боковых стен выполнена двухслойной из арматурного и рабочего слоя.

m₁ = 445 мм.

2.2.23 Внутренний диаметр кожуха печи на уровне откосов.

Д_К.ОТК. = Д_ПЛ. + 2×m₁ = 3243 мм.                               (23)

2.2.24 Внутренний диаметр кожуха печи на уровне пят свода.        

Д_{К.ПЯТ.СВ.} = Д_ПЯТ.СВ. + 2×m₂ = 3760 мм.                         (24)

2.2.25 Размеры кожуха печи.

Выбираем кожух цилиндроконической формы. Угол наклона к вертикали конической части кожуха.       g = 15^о. Коническая часть кожуха (h_К.) начинается от верхнего уровня откосов и составляет

h_К. = 0,4×H_стен. = 0,4×1080 =  432 мм.

2.2.26 Толщина подины b_П.

b_П.  H_М. = 451мм.                                 (25)

2.2.27 Высота подины H_ПОД.

H_ПОД. = H_В. + b_П. = 1064 мм.                             (26)

2.2.28  Диаметр распада электродов (d_Э.).

Характеризует расположение электрических дуг в рабочем пространстве печи. Расположение электрических дуг по отношению к боковой стенке определяется величиной отношения;

0,35

Для сближения дуг над зеркалом металла электроды наклоняют на угол 6-8^о.

d_Э.= 0,3×Д_ПЛ.= 705 мм.                             (27)

2.2.29  Размеры рабочего окна. Ширина рабочего окна,

A = 0,3×Д_ПЛ. = 705 мм.                                    (28)

Высота рабочего окна,

В = 0,8×А = 564 мм.                                       (29)

Рисунок 8 – Эскиз дуговой сталеплавильной печи.

2.3 Тепловой расчёт футеровки электропечи.

Тепловой поток проходящий через плоскую стенку.

Рисунок 9 - Тепловой поток проходящий через подину печи.

Q_{ТЕПЛО ОТДАЧИ.} = _Т.О×(t_Н.-t_А.)×F×                      (30)

так как t_Н.- наружная температура const, то

Q_Т.О. = Q_Т.П.

Q_Т.П. = ,                                   (31)

где l - коэффициент теплопроводности, Вт/м ^оС,

d - толщина стенки, м,

a_Т.О.- коэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/м²× ^оС,

t_ВН. - температура внутренней поверхности ( t – процесса).

Принимаем a_О = 0,7 (10 + 0,06×t_Н.)

где t_Н. = 180 ^оС, тогда a_О = 14,56 Вт/м²× ^оС

для подины,

Q_Т.П. = a_О.×(t_ВН.-t_А.)×F×= l/d×(t_ВН.-t_Н.)×F×                            (32)

преобразуя уравнение (32)  получим,

t_ВН.-t_Н. = ,                                    (33)

Для многослойной стенки,

t_n. = t_n-1 - ,                                              (34)

Таблица 2 - Теплофизические характеристики некоторых огнеупорных и изоляционных материалов.

Материал	Коэффициент теплопровод-ности(), Вт/м0С	Удельная теплопровод-ность (СР), Вт/кг0С	Кажущаяся плотность(), кг/м3	Температура применения, оС
Шамот класса     А	0,88+0,23.10-3.tср	865+0,21.t	1800 – 1900	1350
Магнезит	6,28-2,7.10-3.tср	1-50+0,145.t	2600 – 2800	1580
Шамотная крупка	0,28+0,2.10-3tср	850	600	900
Асбестовый картон	0,157+0,14.10-3.tср	835	1000 – 1250	500

2.3.1 Магнезитовый слой.

t₁ = t_ВН. -   ,                                                     (35)

где  l₁ - коэффициент теплопроводности магнезита, Вт/м ^оС,

d₁ - толщина магнезитового слоя, принимаем d₁=0,355м (2 слоя магнезитового кирпича “на ребро” (2 115=230мм) и магнезитовая набивка толщиной 115мм).

t₁=, решая данное уравнение получим,

t₁ = 1255⁰C, d₁ = 0,345 м.

2.3.2 Слой шамота.

t₂ = t₁ - Q_Т.О.×d₂/l₂                                                   (36)

где   l₂ - коэффициент теплопроводности шамота, Вт/м ^оС,

d₂ - толщина шамотного слоя, принимаем d₂ = 0,195 м(3 слоя легковесного шамота, положенного “на плашку”(3 65=195 мм)).

t₂=, отсюда определяем t_2,

t₂ = 800⁰C, d₂ = 0,195 м.

2.3.3 Слой шамотной крупки.

t₃ = t₂ - Q_Т.О.×d₃/l₃                                                  (37)

где    l₃ - коэффициент теплопроводности шамотной крупки, Вт/м ^оС,

d₃ - толщина слоя шамотной крупки, принимаем d₃  = 0,06 м.

t₃ =, определяем t₃,

t₃ = 410⁰C, d₃ = 0,06 м.

2.3.4 Слой асбеста.

t_н. = t₃ - Q_Т.О.×d₄/l₄ ,                                         (38)

где  l₄ - коэффициент теплопроводности асбеста, Вт/м ^оС,

d₃ - толщина слоя шамотной крупки, принимаем d₃  = 0,02 м.

t_н =, определяем t_н ,

t_н = 145⁰C, d₄ = 0,02 м.

2.3.5 Общая толщина подины составляет.

d_{ПОДИНА.} = d₁ + d₂ + d₃ + d₄;                                           (39)

d_{ПОДИНА.} = 345+195+60+20 = 620 мм.

2.4 Расчёт мощности трансформатора и электрических параметров ДСП.

2.4.1  Выбор мощности трансформатора.

S_H=,                                               (40)

где g₀ – ёмкость печи, 6 т,

Q_ПР.Р – практический расход электроэнергии за период расплавления, с учётом тепловых и электрических потерь печью на 1 т металла, 410 кВт×час/т,

S_H – номинальная мощность трансформатора, кВА,

cosj - средний коэффициент мощности печной установки, 0,9,

К – коэффициент использования мощности трансформатора, 0,9,

t_Р – время расплавления, 82/60

S_H == 5111кВА          

Принимаем мощность трансформатора

S_Н = 6 МВА.

2.4.2 Определение вторичного напряжения.

U_2Л.В = К×S_Hⁿ,                                                   (41)

где U_2Л.В – высшая ступень вторичного линейного напряжения, В,

S_H – номинальная мощность трансформатора, кВА.

При n=0,33 (методика Л.Е.Никольского) К=180

U_2Л.В = 250 5^0,25 = 325 В

По ходу плавки вторичное напряжение снижается согласно энергетическому режиму. Низшая ступень вторичного напряжения определяется глубиной регулирования напряжения.

U_2Л.В/ U_2Л.Н=3,                                                (42)

U_2Л.Н = 370/3 = 108 В

2.4.3  Определение ступеней вторичного напряжения.

Количество ступеней трансформатора составляет 6. Разница между ступенями напряжения

DU=,                                               (43)

где n – количество ступеней напряжения.

DU= (325–108)/6 = 36В.

2.4.4  Определение величины силы номинального линейного тока.

I_2Л.Н=,                                               (44)

I_2Л.Н == 10650 А.

2.4.5 Определение диаметра электрода по допустимой плотности тока.

d_ЭЛ=,                                                (45)

где Di – плотность тока, 23 А/см²,

I_2Л.Н – номинальная сила тока в электроде, А.

d_ЭЛ == 24.2см = 242 мм.

Выбираем стандартный диаметр электрода d_ЭЛ.= 250 мм.

2.5 Расчёт элементов короткой сети.

2.5.1 Количество шин, составляющих пакет.

F_Н=                                                        (46)

где     I_Р – рабочий ток, А,

Di_H – плотность тока, 1,5 А/мм²,

F_H – сечение неподвижной части короткой сети, мм².

F_H == 5130 мм²,

n_ШИН=,                                                        (47)

где    n_Ш – количество шин, шт,

F_Ш – сечение шины, 2400 мм².

n_Ш == 2,14

Таким образом принимаем количество шин,

                                           n_Ш = 3 шт.

2.5.2 Гибкий участок. Кабель типа МГЭ – 500.

F_Г =,                                                      (48)

где DI – плотность тока в медном водоохлаждаемом кабеле 4,5 А/мм²,

F_Г = 7700/4,5 = 1711 мм²

Количество гибких кабелей равно

                                                               n_К =,                                                    (49)

где F_К – сечение гибкого кабеля, мм²

                                                               n_К == 3,42

Принимаем количество гибких кабелей n_К = 4.

2.5.3 Токоподвод к электроду.

Выбор токоподвода к электроду следующий

                                                F_т.п.=,                                                  (50)

где F_т.п. – сечение токоподвода, мм²,

             – допускаемая плотность тока в медных водоохлаждаемых трубах,    А/мм².

= 4 А/мм².

F_т.п.== 1925 мм²

Выбираем размеры токоподводящих труб

D_вн./D_внут. = 60/40, где  D_вн., D_внут. – соответственно внешний и внутренний диаметры трубы, мм.

F_тр. = ,                                           (51)

где  F_тр. – сечение трубы, мм².

F_тр. =  = 1570 мм²

Количество токоподводящих труб равно

n_т.п.= F_т.п./ F_тр.,                                                       (52)

где n_т.п. – количество водоохлаждаемых труб подводящих ток к электроду, шт

n_т.п.= 1925/1570 = 1,23 шт.

Принимаем количество труб равным

n_т.п.= 2 шт.

2.6 Механическое оборудование печи.

2.6.1 Конструкция кожуха и сводового кольца.

Печи оборудованы гидравлическим приводом механизма наклона. Два цилиндра укреплены на опорах фундамента, а штоки шарнирно соединены с секторами люльки.

Кожух (каркас) печи служит для поддержания огнеупорной футеровки и крепления различных механизмов. Кожух печи изготовлен сварным из листовой стали марки Ст3 (толщина листа 10-15 мм) и усилен вертикальными и горизонтальными ребрами жесткости, с горизонтальным разъемом между верхней конической секцией и днищем. Разъем предназначен для облегчения ремонта футеровки. К верхней части каркаса печи приварено литое кольцо желобчатого типа, которое одновременно играет роль жесткой конструкции и служит песочным затвором печи. Подобная конструкция каркаса печи позволяет передавать нагрузку от силы тяжести свода не на кирпичные стены, а на металлический кожух.

Для рабочего окна и сливного отверстия (желоба) в кожухе печи предусмотрено два выреза, которые для усиления кожуха обрамлены сварными или литыми рамами. Нижняя часть рабочего окна выполнена в виде литого или сварного металлического порога, который футерован магнезитовым кирпичом и в процессе работы подваривают заправочным магнезитовым порошком или дробленным обоженным доломитом. Рабочее окно предназначено для обработки ванны, обслуживания рабочего пространства ДСП в процессе плавки.  Оно состоит из коробки охлаждения (арка), заслонки и механизма перемещения заслонки. К нижней части кожуха приварен кольцевой брус, которым кожух опирается на тумбу с опорными роликами. Тумбы установлены на раме двусторонней люльки, опирающейся