Расчет дуговых печей
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 = 16 000С и задаемся в первом приближении температурой внешней поверхности футеровки t/3 = 2000С, а также… Читать ещё >
Расчет дуговых печей (реферат, курсовая, диплом, контрольная)
Курсовая работа Расчёт дуговых печей.
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 0,145 м3/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;
2) масса шлака Gш должна составлять 6% массы загружаемой в печь металлической завалки;
3) угар завалки Куг=5%;
4) tпл=15100С;
5) tпер=15600С;
6) 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 1 т 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 = 13 500 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 = 10 200 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 =17 300 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 =10 200 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 = =17 300 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:
4. Определение тепловых потерь через рабочее окно.
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 175 т, если подсос холодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях = 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 Втч/(кг0С). Интерполируя данные табл. 1−5 получаем удельную теплоемкость воздуха при.
Масса проходящего через печь воздуха:
где 0 = 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.
7. Энергетический баланс периода расплавления.
Для нашего случая принимаем в расчете пр= 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 76 181кВтч, тогда:
искомое количество электроэнергии при эл= 0,9 равно:
Удельный расход электроэнергии на 1 т жидкого металла:
Удельный расход электроэнергии на 1 т металлической завалки:
8. Определение мощности печного трансформатора Принимая длительность расплавления под током р.т= 1,5 ч определяет среднюю активную мощность печи в период расплавления:
принимая расчетные значения Cos = 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 175 т.
Принимая верхнюю ступень вторичного напряжения U2=675 В, определяем номинальный ток печи:
Принимая допустимую плотность тока = 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 1 т расплава:
Удельный расход электроэнергии на 1 т 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 Cos = 0,7 и коэффициента использования мощности в период расплавления Kисп= 0,85 составляет:
Ближайшее стандартное значение установленной мощности печного трансформатора по ГОСТ 9680–77: 100 000.
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.
2. Методические указания к курсовой работе (курсовому проекту) для студентов специальности 18.05.00 электроэнергетического факультета. — Саратов: СГТУ, 2000. — 33 с.