Учебная работа. Расчет дуговых печей

1 Звезда2 Звезды3 Звезды4 Звезды5 Звезд (Пока оценок нет)
Загрузка...

Расчет дуговых печей

Курсовая работа

Расчёт дуговых печей

Введение

дуговой печь энергетический трансформатор

В настоящее время в литейных цехах машиностроительных предприятий в качестве плавильных агрегатов широко используются электродуговые печи постоянного тока (ДППТ) и переменного тока (ДСП). Эти печи имеют аналогичные исполнения основных конструктивных элементов, одинаковые схемы загрузки шихты и разлива металла, используют одни и те же огнеупорные материалы, позволяют применить одни и те же технологические процессы плавления и доводки металла. Однако имеются и существенные различия в компоновке конструкции печей, характере ведения плавки и в составе оборудования, что вызвано различием в характере физических процессов в дугах постоянного и переменного тока, а так же различием в характере взаимодействия электромагнитного поля постоянного и переменного тока с жидкометаллической ванной. Учет этих различий позволяет определить зоны наиболее эффективного применения печей ДППТ и ДСП. В отличие от ДСП, ДППТ имеет один вертикально расположенный сводовый электрод, который закреплен в корпусе электрододержателя и через отверстие в центре свода введен в плавильное пространство электропечи. Это позволяет выполнять печи ДППТ более газоплотными, чем ДСП, а также обеспечивает более равномерный прогрев шихты и футеровки по периметру ванны без локальных перегревов футеровки напротив электродов и более низкой скорости плавления на откосах в промежутках между электродами, как это имеет место в ДСП.

1. Определение геометрических параметров дуговой печи

Объем жидкого металла в количестве, равном номинальной емкости печи:

,

где — удельный объем жидкой стали 0,145м3/т.

Для сфероконической ванны отношение диаметра зеркала расплава к глубине ванны металла а = 5. Тогда коэффициент С по (2) равен:

диаметр зеркала расплава:

глубина ванны по жидкому металлу:

расчетный объем шлака принимаем равным 10% объема расплава:

высота слоя шлака:

диаметр зеркала шлака:

диаметр ванны на уровне порога рабочего окна выбираем с таким расчетом, чтобы уровень порога был на 40 мм выше уровня зеркала шлака:

Уровень откосов принимаем на 65 мм выше уровня порога рабочего окна. Тогда диаметр ванны на уровне откосов:

Внутренний диаметр футеровки стены:

Высоту плавильного пространства от уровня откосов до верха стены принимаем равной:

Внутренний диаметр кожуха:

2. Определение полезной энергии для нагрева и расплавления металла и шлака

Дополнительные данные для расчета:

1) требуемое количество жидкого металла Gж=175т;

) масса шлака Gш должна составлять 6% массы загружаемой в печь металлической завалки;

) угар завалки Куг=5%;

) tпл=15100С;

) tпер=15600С;

) t0=100С.

С учетом угара масса загружаемого в печь скрапа в соответствии (9) должна составлять:

Энергия, необходимая для нагрева и расплавления скрапа:

Энергия, необходимая для перегрева расплава:

Количество шлака в период расплавления:

Энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева шлака:

искомая суммарная полезная энергия периода расплавления:

Удельная полезная энергия:

на 1т металлической завалки

На одну тону жидкого металла:

Удельная полезная энергия только для нагрева и расплавления одной тонны скрапа без перегрева:

Или на одну тону жидкого металла:

3. Определение тепловых потерь через футеровку

Определяем удельные тепловые потери нижнего участка стены для двух крайних случаев — при полной толщине новой огнеупорной кладки 440 мм и при изношенной до толщины 220 мм кладки. По данным таблицы 1.2 приложения 1 коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича

,

коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной в первом приближении:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 3000С (приложение 1, табл. 1-3) составляет q/0=7400 Вт/м2. Так как расхождение значений q/ и q/0 незначительно, уточнения температуры t/2, коэффициента теплопроводности / и удельных тепловых потерь q/ не требуется. При толщине огнеупорной кладки при износе для определения тепловых потерь зададимся температурой кожуха t/2=4000С. Коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича при этих условиях:

тепловые потери через стену толщиной

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 3500С составляет q/0 = 13500 Вт/м2.

Для средней толщины нижнего участка стены 0,75·0,44 = 0,33 м расчетные удельные тепловые потери:

Расчетная внешняя поверхность нижнего участка стены:

Тепловые потери нижнего участка стены:

Для среднего участка стены при толщине кладки 380 мм задаемся температурой кожуха t/2=3500С и определяем коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стену толщиной  = 380 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 3500С (приложение 1, табл. 1-3) составляет q/0 = 10200 Вт/м2. При незначительном расхождении величин q/ и q/0 дальнейшего уточнения расчета не требуется.

При толщине кладки 190 мм задаемся температурой кожуха t/2=4500С. Коэффициент теплопроводности:

Тепловые потери через стенку  = 190 мм

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t/2 = 4500С составляет q/0 =17300 Вт/м2, что весьма близко к значению q/, то есть уточнения расчет не требует.

Для средней толщины среднего по высоте участка стены 0,75·380 =285 мм расчетные удельные тепловые потери:

Тепловые потери среднего участка стены:

Для верхнего участка стены при толщине кладки задаемся температурой кожуха t/2 = 3500С. Коэффициент теплопроводности

Тепловые потери через стену толщиной 300 мм:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t/2 = 3500С, q/0 =10200 Вт/м2 что близко к q/, поэтому уточнения не требуется.

При толщине кладки 150 мм задаемся t/2 = 4500С, тогда:

тепловые потери через стенку толщиной 150 мм:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t/2 = 4500С, q/0 = =17300 Вт/м2 отличается от q/ незначительно и уточнения не требует.

Для средней толщины верхнего участка стены 0,75·0,3 = 0,225 м =225 мм расчетные удельные тепловые потери:

Тепловые потери верхнего участка стены:

Суммарные тепловые потери стены:

Для сферического сегмента радиусом R и высотой h боковая поверхность равна:

, где

; ;

;

тепловые потери свода при средней толщине огнеупорной кладки равной 0,75·460 = 345 мм, составляют:

Для плотного магнезита марки МП — 89 (приложение 1, табл. 1-2)

Теплоизоляционная часть футеровки подины выполняется из четырех слоев легковесного шамота типа ШЛБ — 1,3 «на плашку» суммарной толщиной 260 мм. Коэффициент теплопроводности такого кирпича

Для определения удельных потерь принимаем температуру внутренней поверхности футеровки подины t1 = 16000С и задаемся в первом приближении температурой внешней поверхности футеровки t/3 = 2000С, а также температурой на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев футеровки t/2 = 10000С.

При этих условиях:

Удельные тепловые потери в первом приближении:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 2000С q/0 = 3680 Вт/м2. Это говорит о том, что при принятых в первом приближении и температура t3 должна быть ниже предварительно принятой.

поэтому для расчета удельных потерь во втором приближении принимаем температуру t//3 = 1600С и температуру t//2 = 11000С.

При этих условиях:

Удельные тепловые потери во втором приближении:

Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t//3 = 1600С, q//0=2520 Вт/м2, что незначительно отличается от значения q//, поэтому уточнение расчета не требуется. Остается только проверить температуру на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев для того, чтобы убедиться, что на теплоизоляционном слое температура не будет превышать максимальной температуры его применения.

Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки:

Интересующая температура t2 = t1 — = 1600 — 512 = 1088 0C, что вполне допустимо для легковесного кирпича типа ШЛБ — 1,3.

внешняя поверхность футеровки пода составляет:

Тепловые потери через футеровку подины:

Искомые суммарные тепловые потери через футеровку:

Определить тепловые потери излучением через рабочее окно с водоохлаждаемой дверцей дуговой сталеплавильной печи емкостью 175 т (рис. 1).

поверхность, воспринимающая излучение из печной камеры определяется приближенно:

размеры окна: В=900 (мм), S=150 (мм), h=1100 (мм), s=150 (мм)

Среднюю расчетную температуру излучающей поверхности печной камеры для периода расплавления примем равной t = 14500C. По (приложение 1, табл. 1-4) при t = 14500C удельные потери излучением составляют 410 кВт/м2. Тогда тепловые потери излучением через рабочее окно:

полученное значение потерь излучением через рабочее окно составляет около 50% тепловых потерь через футеровку печи. Для снижения потерь рекомендуется наносить на внутреннюю поверхность водоохлаждаемой дверцы небольшой по толщине (30-50 мм) слой огнеупорной обмазке, за счет чего возможно уменьшить тепловые потери излучением через окно в 2-3 раза.

5. тепловые потери с газами

Определить тепловые потери с газами дуговой сталеплавильной печи емкостью 175т, если подсос холодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях J = 6275 м3/ч.

Принимается tср выходящих из печи газов 1500 0С, определяем среднюю удельную теплоемкость воздуха. По табл. 1-5 (приложение 1) удельная теплоемкость воздуха cв при 0 0С составляет 0,278, а при 1000 0С — 0,354 Вт×ч/(кг×0С). Интерполируя данные табл. 1-5 получаем удельную теплоемкость воздуха при

Масса проходящего через печь воздуха:

где g0 = 1,293 кг/м3 — плотность воздуха при 0 0С.

искомые тепловые потери с газами:

6. Тепловые потери в период межплавочного простоя

Коэффициент неучтенных потерь приравнивается равным 1,15. Определяем искомые потери, используя полученные в предыдущих примерах: Qф, Qизл, Qв

. Энергетический баланс периода расплавления

Для нашего случая принимаем в расчете tпр= 40 мин = 0,667 ч.

Энергию экзотермических реакций периода расплавления можно оценить значением, приблизительно равным 20% полезной энергии периода расплавления.

По данным примера 2 полезная энергия периода расплавления составляет 76181кВт×ч, тогда:

искомое количество электроэнергии при hэл= 0,9 равно:

Удельный расход электроэнергии на 1т жидкого металла:

Удельный расход электроэнергии на 1т металлической завалки:

8. Определение мощности печного трансформатора Принимая длительность расплавления под током tр.т= 1,5 ч определяет среднюю активную мощность печи в период расплавления:

принимая расчетные значения Cosj = 0,7 и Kисп = 0,85, определяет необходимую кажущуюся мощность печного трансформатора:

9. Выбор напряжения печи и диаметра электрода

Выбор диаметра электрода дуговой печи емкостью 175т.

Принимая верхнюю ступень вторичного напряжения U2=675 В, определяем номинальный ток печи:

Принимая допустимую плотность тока D = 8 А/см2, определяем диаметр графитированного электрода:

10. Упрощенная методика составления энергетического баланса периода расплавления

Мощность тепловых потерь в период межплавочного простоя:

Упрощенный энергобаланс периода расплавления:

Удельный расход электроэнергии на 1т расплава:

Удельный расход электроэнергии на 1т металлической завалки:

Для обеспечении времени расплавления под током 1,5 ч средняя активная мощность печи должна составлять:

Необходимая кажущаяся мощность печного трансформатора при среднем значении Cosj = 0,7 и коэффициента использования мощности в период расплавления Kисп= 0,85 составляет:

ближайшее стандартное значение установленной мощности печного трансформатора по ГОСТ 9680-77: 100000

Заключение

В ходе курсовой работы были получены практические навыки по расчету: геометрических параметров ДСП, необходимого количества теплоты для расплавления, в печи основного типа, металла весом 175 тонн, тепловых потерь через футеровку и рабочее окно дуговой сталеплавильной печи, мощности трансформатора и напряжение печи.

список используемых источников

1. Электротехнологические промышленные установки: Учебник для вузов / И.П. Евтюхова, Л.С. Кацявич, Н.М. Некрасова, А.Д. Свенчанский; Под ред. А.Д. Свенчанского. — М.: Энергоиздат, 1983. — с., ил.

. Методические указания к курсовой работе (курсовому проекту) для студентов специальности 18.05.00 электроэнергетического факультета. — Саратов: СГТУ, 2000. — 33 с.

Учебная работа. Расчет дуговых печей