Введение. Министерство образования и науки Российской Федерации

Министерство образования и науки Российской Федерации

Старооскольский технологический институт им. А.А. УГАРОВА

(филиал) федерального государственного автономного образовательного учреждения

высшего профессионального образования

«Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС»

ОСКОЛЬСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ КОЛЛЕДЖ

УТВЕРЖДАЮ

ПРЕДСЕДАТЕЛЬ НМС ОПК

_______________ А.М. Степанова

протокол №_ 2 _

от «__» __2013г.

МДК 01.02. Управление технологическими процессами производства стали и контроль за ними.

Специальность

150401 – Металлургия черных металлов

Старый Оскол

2013 г.

Рассмотрены на заседании П(Ц)К 150401 ОПК Протокол №_ 2 _ от «__» __ 2013 г. Председатель П(Ц)К ___________________Е.В. Плохих	Составлено в соответствии с Государственными требованиями к минимуму содержания и уровня подготовки выпускников по специальностям 150401 «Металлургия черных металлов» ___________________________________ ^название дисциплины, МДК, ПМ Специальности 150401 ^код и название специальности Зав.отделением _______________ Подкопаева М.Г.

Составитель:

Черных Т.А. – преподаватель ОПК СТИ НИТУ «МИСиС»

Рецензенты:

Подкопаева М.Г. – преподаватель ОПК СТИ НИТУ «МИСиС»

Михайленко Н.Л. - преподаватель ГОАОУ СПО СИТ

Содержание

Введение

1. Расчет профиля рабочего пространства конвертера с верхней продувкой

2. Расчет параметров донных фурм для конвертера

3. Расчет секундного расхода газа, воздуха и кислорода, подаваемых в мартеновскую печь.

4. Определение диаметра сопла донной фурмы при комбинированной продувке аргоном в конвертере

5. Определение основных параметров вакуумной камеры циркуляционного типа

6. Расчет параметров вакуумной камеры RH

7. Определение базового радиуса установки непрерывной разливки стали

8. Определение температуры поверхности по длине слитка при отливке стали на МНЛЗ

9. Расчет допустимой глубины жидкой фазы заготовки и максимальной скорости разливки на МНЛЗ

10. Определение расхода воды в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ

11. Определение количества МНЛЗ и их производительности в составе конвертерного цеха.

12. Методические указания для тестирования по курсу МДК 01.02.

13. Контрольные вопросы для усвоения по курсу МДК 01.02.

Введение

Современное металлургическое производство включает получение чугуна в доменных печах с последующей его переработкой в сталь в кислородных конвертерах с верх­ним или комбинированным дутьем. По такой технологии в настоящее время в России произво­дится около 60% стали. Мартеновское производство стали составляет около 28% от общего ее количества в России. Наиболее современным и экологичным является производство стали в ДСП, однако доля производства российской электростали в настоящее время невелика - около 13%.

Для повышения качества металла, увеличения про­изводительности агрегата и повышения технико­экономических показателей производства необходимо использовать внепечную обработку стали

После этого жидкую сталь разливают на машинах непрерывного литья заготовок (MHJI3) или в изложницу. Использование МНЛЗ позволяет повысить производи­тельность, выход годного металла, а также его качество по сравнению с разливкой в изложницу.

Технологический процесс получения готового про­ката является завершающей стадией металлургического производства. Таким образом на прокатных станах в настоящее время производят широкий сортамент продук­ции.

В данном пособии рассмотрены некоторые расчеты технологии и оборудования производства черных металлов.

Пример 1. Рассчитать профиль рабочего пространства конвертера (рис. 1) с верхней продувкой вместимостью 300 т, с удельным объемом 0,9 м³/т и интенсивностью продувки 5 м³/(т-мин).

Рисунок 4. Профиль рабочего пространства конвертера:

D1, D2, D3— соответственно диаметры горловины, ци­линдрической части и днища; R— радиус шаровой части днища; h_в.к.,h_н.к., h_ц, h_в, h_ш- соответственно высота верхней и нижней конической частей, цилиндрической части, ван­ны и

шаровой части; Н и H1— соответственно полная вы­сота и высота свободного пространства

Таблица 1.

Геометрические размеры конвертеров различной емкости.

Вместимость, т				310... 350	350..-400
Удельный объ­	0,85	0,84	0,82	0,89	0,9
ем, м^3/т
Габаритные раз­
меры рабочего
пространства, м:
диаметр	4,82	5.45	6,60	6,60	7,00
высота	6.66	7,275	8,825	9,57	11.05

Решение.

Рабочий объем конвертера V=M∙V_yд =270 м³.

Объем ванны конвертера V₃ = М / р = 300/ 7 = 42,86 м³.

Глубина ванны конвертера при продувке с указанной интенсивностью через фурму с шестью соплами: hв = 0,36(iM/n)^0,3=1,89 м или hв = 0,451 М^0,251 = 1,89м. Диаметр ванны и цилиндрической части конвертера

D₂ = 0,83М^0,36 = 6,47 м или D₂ = 0,69 • q_i^0,4∙(i/n)^-0,4 = 6,66 м.

Принимаем диаметр ванны D₂=6,6 м.

Диаметр нижнего основания ванны или шарового сег­мента Dз= 0,855∙D₂=5,64 м.

Диаметр горловины принимают равным D1 = (0,4 -0,6) D₂, и угол наклона верхней конической части к верти­кали, равный а=60°. Тогда высота верхней конической части составит:

h_B.K=[(D₂-Di)/2]tga = 2,86 м.

Объем верхней конической части будет

V1 =(πh_вк/12) ∙ (D₂²+D₂D₁+D,²) =58,53 м³.

Объем цилиндрической части конвертера

V₂ = V—V1—V3 = 270— 58,53-42,86= 168,61 м³.

Высота цилиндрической части конвертера

С учетом вспенивания металла в процессе продувки при удельной интенсивности продувки 5 м³/(т-мин):

V₂= V₃∙ 0,75i = 42,86∙0,75∙ 5 = 160,7 м³.

Объем цилиндрической части конвертера, равный V₂=168,61 м, обеспечивает подъем ванны при интенсивности продувки 5 м³/(т-мин).

Для минимизации потерь металла с выбросами и выно­сами должно быть соблюдено условие:

h_к + h_ц≥k∙q_i⁰'⁴,

где q_i= М∙i / n - расход кислорода на 1 сопло, м³/мин.

Для обычных по содержанию марганца и фосфора чугунов коэффициент к можно определить по уравнению: к = 0,93-0,19∙[Мп].

Принимая содержание марганца в чугуне равным 0,62 % [Мп], получаем к=0,82 и неравенство 2,86+4,93 > 0,82∙250^0,4 или 7,79>7,46

Общая высота рабочего пространства конвертера со­ставит

Н = h_к+ h_ц + h_в= 2,86 + 4,93 + 1,89 = 9,68 м,

H/D₂= 9,86 / 6,6 =1,47.

Для расчета h_н.ки h_ш можно задать величину наклона стенки нижней конической части β. Тогда h_HK = (D2 - D3)∙tgβ / 2. Так, принимая β=73°, получим h_н._K = (6,66 - 5,64)∙tg73° / 2 =1,67 м и h_m = h_B - h_H._K= 1,89-1,67=0,22 м.

Радиус сферической части R определяем по формуле шарового сегмента:

Варианты задания

№ Вари­	Вместимость	Удельный	Интенсивность
анта	конвертера, т	объем, м^3/т	продувки, м^3/(т-мин)
		0,82	4,5
		0,83	4,6
		0,84	4,7
		0,9	4,8
		0,86	4,9
	225.	0,87
		0,88	5,1
		0,89	5,2
		0,85	5,3
		0,82	5,4
		0,83	5,5
		0,84	4,8
		0,85	4,9
		0,86
		0,87	5,1

Пример 2. Рассчитать диаметр донных фурм для кон­вертера вместимостью М =250 т с комбинированной про­дувкой кислородом, расстояние между фурмами и давле­ние кислорода на входе в фурму. Удельная интенсивность продувки i =5 м³/(т-мин), через дно подается 50% кислоро­да, скорость подачи кислорода в ванну w =300 м/с, количе­ство фурм п =12, масса ишака составляет 13% от массы ме­талла, плотности металла и шлака р_м=7000 кг/м³, р_ш=3000 кг/м³ соответственно. Температура газа Т_н = 293 К.

Решение.

Глубина ванны и диаметр hв =0,35М^0.23 =1,25 м, D = 0,415 = 5,87 м.

Расход кислорода через одну фурму q_i= 0,5М∙i / п=0,5∙250∙5/12 = 52,1 м³/мин.

Толщина слоя шлака

Статическое давление кислорода на срезе сопла

P_ст=h_B∙p_M∙g + h_ш∙р_ш∙g + р_атм= 1,25∙7000∙9,81+ 0,4∙3000∙9,81 + 101325 = 0,2 МПа.

Коэффициент скорости на срезе сопла λ₁=w₁/ w_кp = 1.

Полное давление кислорода на срезе сопла

Температура газа на срезе сопла в случае движения кислорода в фурме без учета теплообмена с внешней сре­дой T₁=T_H + w²/ 2000 = 338 К.

Плотность кислорода на срезе сопла p₁ = р₀

сечение сопла

диаметр сопла d = 1000 =33 мм;

критерий Архимеда Аr = p₀∙w² / (p_M∙g∙d) = 65.

Длина реакционной зоны

L_р.з= l,97∙Ar^0,39∙d=1,97∙65^0,39∙0,026 = 0,26

диаметр D_p.з.= 2,29∙Ar^0,33∙d= 0,24 м; расстояние меж­ду осями соседних фурм 1с ≥D_p.з = 0,25м.

Расстояние между рядами фурм 1_р = D/6,6= 5,87 / 6,6 = 0,89 м.

Приведенная длина фурмы при коэффициенте трения δ= 0,03 и полной длине фурмы l_ф=1,55 м;

При неизменном значении температуры кислорода вдоль фурмы и постоянной площади сечения l = φ (λ₂) -φ(λ₁) и φ(λ₂) ⁼φ(λ₁)+ 1 = 1 + 2,26 =3,26.

Давление газа на входе в фурму р₂ = p_iq_i (λ₁) / q₁(λ₂).

Рисунок 2. Зависимость газо­динамической функции от коэффициента скорости

Значение коэффициента скорости на входе в фурму λ₂можно определить из графи­ка, приведенного на рис. 5. Так, при λ₁= 1 газодинамиче­ская функция в соответствии с графиком, приведенном нарис. 5, будет φ(λ₁) = 1, а φ(λ₂) = 1 + φ(λ₁) = 3,26, из графи­ка находим λ₂ = 0,5.

Отсюда скорость кислорода на входе в фурму ω2 = λ₂w = 150 м/с, а газодинамические функции q_i(λ₁) и q_i(λ₂) определяем по формуле

Давление кислорода на входе в фурму р₂⁼p₁∙q_i (λ₁) / q_i(λ₂) = 0,38∙1 / 0,42 = 0,9 МПа.

Варианты задания

№ Ва­рианта	Вместимость конвертера, т	Количество фурм, п	Масса шлака, %	Интен­ сивность продувки, м^3/(т-мин)
				4,5
				4,6
		^8		4,7
				4,8
				4,9
				4,5
				5,2
				5,3
				5,4
				5,5
				4,8
				4,9
				5,1

Пример 3. Определить диаметр сопла донной фурмы при комбинированной продувке аргоном. Вместимость кон­вертера М=160 т, интенсивность продувки 1,5 м³/(т-мин), глубина ванны h=l,6 м, диаметр конвертера 5,5 м, количе­ство сопел п=6, показатель адиабаты к=1,67, скорость ар­гона на выходе w =270 м/с, толщина шлака h_UJ = 0,3 м, плотность шлака р_ш=3000 кг/м³.

Решение.

Статическое давление на срезе сопла

P_ст=h_B∙p_M∙g + h_ш∙р_ш∙g + р_атм= 1,6∙7000∙9,81+ 0,3∙3000∙9,81 +

101325 = 0,22 МПа.

Коэффициент скорости на срезе сопла λ₁= W₁ / W_Kp= 270/300 = 0,9. Полное давление на срезе сопла

Температура газа на срезе сопла при температуре арго­на при входе в фурму Т_н =293 К:

Т₁ = Т_н + w²/2000 = 329 К.

Плотность аргона на срезе сопла (р₀ = 1,78 кг/м³):

P₁ = P₀P₁T₀ / (p₀∙T₁) =5,76кг/м³.

сечение сопла м2

диаметр сопла d = 1000 = 22 мм;

Приведенная длина фурмы при коэффициенте трения δ=0,03 и полной длине запрессованной трубки 1_Ф = 0,92 м:

При λ₁=0,9 газодинамическая функция (см. рис.5) φ(λ₁) =1,04, а φ(λ₂) = 1 + φ(λ₁) = 2,61.

Из данных рисунок 5 получаем λ₂=0,4, газодинамическая функция

Давление аргона на входе в фурму: р₂ =p₁q_i (λ₁) / q_i(λ₂) = 0,81 МПа.

Ввод всего дутья или его части через дно приводит, как это указывалось, во всех случаях к более интенсивно­му износу огнеупоров днища конвертера (особенно в рай­оне фурм). Это объясняется в первую очередь изменением гидродинамики расплава и нестабильным температурным режимом данного участка ванны по сравнению с ее со­стоянием при верхнем подводе дутья. В этих условиях ис­пользование традиционно применяемых огнеупоров в виде необожженных материалов на смоляной или пековой связ­ке, а также периклазошпинелидных или периклазохромистых изделий не обеспечивает требуемых показателей по стойкости. Поэтому применяют качественные периклазоизвестковые материалы или периклазоуглеродистые

Варианты задания

№ Ва­рианта	Вмести­мость кон­вертера, т	Диаметр конвер­ тера	Глуби­на ван­ны, h	Интенсивность продувки, м^3/(т-мин)
1.		4,2	1,17	1,0
2.		4,4	1,14	0,9
3.		4,7	1,5	1,1
4.		5,2	1,65	1,2
5.		5,95	1,78	1,3
6.		6,55	1,9	0,8
7.		6,7	1,85	1,0
8.		6,9	2,0	1,4

Пример 4. Через продувочную фурму необходимо по­даватькислород с расходом G= 3 кг/с по стальным трубам с диаметром d= 0,1 м. Давление на входе в трубопровод p₁= 10⁶ Па, температура T₁= 293 К, длина трубопровода 1_тр = 100 м. Коэффицент кинематической вязкости для ки­слорода v= 15,7·10⁶ м²/с

Решение.

Рисунок 3. Параметры подачи кислорода для продувки металла в мартеновской печи.

Плотность кислорода в начале трубопровода:

р₁ = р₁/ RT= 10⁶ / 260·293 = 13,13 кг/м³,

где R- универсальная газовая постоянная, равная для кислорода 260; для воздуха 287; для сухого пара 463; для СН4 - 519 Дж/(кг·К)

Скорость движения в начале трубопровода

W₁ = G/p₁·f = 3 / (13,13·π·0,1²/4) = 29,1 м/с.

Определяем коэффициент трения в трубопроводе, для чего найдем число Рейнольдса:

Re= W₁·d/v= 29,1· 0,1/ 15,7·10⁶ = 1,85-10⁵.

Согласно данным табл. 2. абсолютная шероховатость стальных умеренно заржавевших труб равна Δ=0,5 мм, акоэффициент трения равен:

λ = 0,1 l(Δ/d_np+ 68/Re)^0,25= 0,11 (0,5·10^-3/0,1·10^-1 + 68/1,85·10⁵)^0,25 = 0,03

Таблица 2.

Основные значения шероховатости стенок и каналов труб.

Материал и состояние поверхности	Δ, мм
Новые бесшовные стальные трубы	од
Цельнотянутые стальные и железные трубы по­сле нескольких лет эксплуатации	0,2
Старые заржавленные железные трубы	0,33
Бетонные и кирпичные каналы в хорошем со­стоянии	3,0
Бетонные и кирпичные каналы, требующие ре­монта	7,5

Давление кислорода перед фурмой находим как

Варианты задания

№ Ва­рианта	Расход, G, кг/с	диаметр труб, d, м	Давление на вхо­де в трубо­провод pi, МПа	Газ для продув­ки
1.	3,1	0,09	0,9	о2
2.	3,2	0,12		Возд.
3.	3,3	0,11	1,1	о2
4.	2,8	0,1	1,05	Возд.
5.	2,9	0,12	0,95	о2
6.	3,0	0,11	0,98	Возд.
7.	3,1	0,09	1,04	о2
8.	2,9	0,13	1,07	Возд.

Пример 5. Определить основные параметры вакуумной камеры циркуляционного типа (рис. 7,8) для обработки мас­сы металла в ковше вместимостью 300 т и кратностью цир­куляции к=4. Время вакуумной обработки 16 мин.

Решение.

Скорость циркуляции металла через вакуумную камеру: Q_M = k·M/т = 4·300/16 = 75 т/мин.

Приняв уровень ввода аргона в подъемный патрубок h=1,15 м, получим скорость истечения металла в сливном патрубке: и³ + 0,39и² - 0,34·h= 0, и=0,62 м/с.

Рисунок 4.

Схема для расчета рабочего пространства циркуляционного вакууматора.

Рис. 8. Схема футеровки; 1₂ — расстояние от внут­ренней стенки патрубка до цилиндрической части.

Площадь поперечного сечения рукава и его диаметр S = Q_M / (60pu) = 75/(60·7·0,62) = 0,288м²;

D=2·10³ = 605мм.

Принимаем D=610 мм. Расход несущего газа

Q_r = S(l,2u+w)u²(n²gh - l,2u²)=0,031 м³/с,

где w = 0,272(σg/p)^1/4 - скорость движения газового пузы­ря относительно жидкости, σ - поверхностное натяжение на границе металл - газ, Н/м. Для металла можно принять w= 0,31 м/с. μ - коэффициент расхода, μ² = 0,32.

Для нахождения расхода газа при нормальных услови­ях нужно определить уровень металла в вакууматоре. Дляэтого необходимо определить поперечное сечение каме­ры. Диаметр камеры можно найти из условия, что в дни­ще должны разместиться два патрубка: D_k≥ 2D + 1₁ + 21₂, где 1₁ - расстояние между внутренними стенками патруб­ков; 1₂— расстояние от внутренней стенки патрубка до цилиндрической части.

Расстояние между патрубками l₁ (рис. 4) зависит от их конструкции и включает толщину внутренней футеровки патрубков, толщину металлической арматуры патрубков и фланцев для их крепления, если они разъемные, или тол­щину наружной футеровки 1₁=2δ₁+2δ₂+2δ₃+δ, где δ - рас­стояние между кожухами патрубков (для их возможного крепления δ=300... 400 мм); δ₁ - толщина рабочего слоя внутренней футеровки патрубка (периклазохромитовые изделия толщиной 125 мм); δ₂—толщина набивной массы между рабочим слоем и металлическим кожухом (δ₂=40мм); δ3—толщина металлического кожуха

(δз=20...30 мм); l2⁼δ1+δ2; D1≥ 2D + 1,10 м.

В случае если патрубки сделаны за одно целое с каме­рой, то необходимо учесть толщину их наружной огне­упорной обмазки: D1> 2D + 0,9.

Принимая конструкцию камеры со сменными патруб­ками при их D=610 мм, диаметр камеры составит: D1=2D+1,10 = 2,32м и Sk= πD²/ 4 = 4,22 м²

При скорости циркуляции металла Q_M =75 т/мин или 1,25 т/с, объем металла в камере составит V_M = Q_M / р =0.18 м³/с.

Увеличение уровня металла при этом будет h*=V_M/S_K =0.18/4,22 = 0,042 м.

Расход аргона при нормальных условиях Vaг = 6 10⁴·Qr/ _п, л/мин,

Н — уровень металла в камере после опускания ее в ковш с металлом (как показывает опыт эксплуатации, этот уровень может колебаться от 0 до 300 мм); Т - эффектив­ная температура, до которой нагревается аргон (обычно ~ 800° С).

При Н=100 мм расход газа составит: Var= 6·10⁴· 0,031 / 7,2 = 250 л/мин.

Варианты задания

№ Ва­рианта	Крат­ность циркуля­ции, к	Уровень ввода ар­гона, h	Вместимость сталеразли­вочного ков­ша М, тп	Время вакуумной обработки, мин
1.	2,5
2.		0,95
3.	3,5	1,05
4.		1,1
5.	4,5	1,02		17,5
6.		1,07		18,5
7.	4,5			19,5
8.	2,5	1,1		20,5
9.		1,05
10.		0,97

Пример 6. Определить параметры вакуумной камеры (рис. 9) для следующих условий: вместимость сталеразли­вочного ковша М=300 т; порция металла, засасываемая в камеру M₁=36 т; скорость перемещения камеры w =10 м/мин; рабочий ход камеры h = 400... 1000 мм; угол на­клона пода камеры а=10°.

Решение.

Учитывая, что порция металла составляет 36 т, рабо­чий объем камеры будет

V= M₁/p = 36/7 = 5,14 м³.

Принимая рабочий ход камеры равным h =500 мм, а форму рабочего объема за цилиндр, получим сечение камеры S₁=V/h=5.14/0.5=10.28м³

Рисунок 5. Схема для расчета рабочего пространства порци­онного вакууматора: D, D₁, D₂ — диаметры патрубка, ка­меры и ковша соответственно; h, Н_п, Н_б - высота металла в камере, длина патрубка, барометрическая высота.

Диаметр рабочего объема камеры D₁ = = 3,62 м.

Используя уравнение, связывающее сечение камеры и патрубка, время истечения и рабочий ход камеры определим диаметр патрубка, если время полуцикла составит t₁=12 с:

где φ =0,9 - коэффициент скорости истечения металла.

Но так как подина камеры имеет уклон к центру а=10°; то рабочий объем вакуум-камеры следует представить со­стоящим из цилиндрической V_u и конической V_K частей:

V= V_к + V_ц.

Объем конической части

Высота конической части

Объем цилиндрической части V_ц=V-V_K=5,14-1,08=4,06 м³. Высота цилиндрической части h_u = V_ц / S₁=0,4 м.

Следовательно, высота рабочего объема камеры h = h_ц + h_к = 0,4+0,26 = 0,66 м.

При этом естественно изменится время опорожне­ния камеры металлом.

Время пол у цикл а будет состоять из трех частей: времени, необходимого на подъем (опускание) камеры на h= 0,66 м, времени вытекания (натекания) металла с ус­тановившегося уровня в процессе подъема камеры до уровня h*, и времени вытекания металла из конической части камеры:

t₁ =t_l’ +t₂’ + t₃’

Время подъема камеры: t₁'= h/w = 0,66·60/10=3,96c. Уровень металла в камере к концу подъема камеры:

где при φ=0,9.

Принимаем, что уровень металла к концу подъема со­ставит h₁ = 0.48 м. Подставляя это значение в правую часть уравнения для h₁, получим, что h₁ = 0,46. Решая уравнение методом итераций, получим, что h₁ = 0,44 м.

Следовательно, время опорожнения камеры с уровня металла h₁=0,44 м до уровня конической части h_K = 0,26 м составит:

Время вытекания из конической части:

Время полуцикла составит: t₁= t₁’ + t₂’ + t₃^,= 3,96 + 7,26+ 2,28 = 13,49 с.

Время полуцикла при подъеме металла из ковша в ва­куум-камеру при диаметре сталеразливочного ковша D_K =4 м состоит из двух частей: времени, необходимого на опускание вакуум-камеры на высоту рабочего хода t₁', и времени, необходимого на заполнение вакуум-камеры ме­таллом t₂''.

Следовательно, время полуцикла будет: t₂=t₁"+t₂".

При опускании камеры в ковше установится уровень металла, превышающий барометрический на 0,47 м, что потребует выдержки для наполнения камеры металлом

равной.

Время полуцикла на заполнение металлом камеры со­ставит: t₂=t₁’ +t₂" = 3,96+ 14,3 = 18,25 с, а время цикла t = t₁ +t₂ = 13,49 + 18,25 = 31,7 с.

Общее время вакуумирования при необходимости провес­ти 50 циклов составит t₂ = 31,7- 50 / 60 = 26,4 мин.

Для сокращения времени вакуумирования и уменьше­ния теплопотерь примем диаметр патрубка D₂ =0,7 м.

В этом случае уровень металла в вакуумной камере к концу подъема ее на рабочую высоту составит 0,4 м.

Время освобождения от металла цилиндрической части будет t₂’ =5,02 с, а от металла конической части t₃=1,86 с.

Время полуцикла t₁ = t₁’ +t₂’ +t₃^,= 10,8 с.

Продолжительность полуцикла для заполнения камеры металлом t₂=t₁"+t₂"= 14,8 с.

Цикл и продолжительность вакуумирования соответст­венно t=25,6 и t_Σ =21,3 мин.

Эффективность вакуумирования может быть поднята за счет увеличения диаметра камеры и снижения рабочего хода камеры без уменьшения засасываемой порции ме­талла или за счет ввода в патрубок нейтрального газа.

Длина патрубка может быть определена как: Н_п= Н_б— h+ (0,15...0,3), где Н_б =1,4—барометрическая высота, м; h—высота рабочего хода; 0,15...0,3—уровень заглубления патрубка в металл для предотвращения попадания шлака в камеру.

Если рабочий ход камеры равен 0,66 м, а запас уровня заглубления 0,2 м, то Н_п=0,94 м.

Таким образом, основные размеры камеры будут: диа­метр камеры 3,62 м; диаметр патрубка 0,7 м; высота рабо­чего хода 0,66 м; длина патрубка 0,94 м; время одного цикла 25,6 с.

Варианты задания

№ Ва­рианта	Диаметр ковша, DK,M	Порция ме­талла, заса­сываемая в камеру Mi, т	Вместимость сталеразли­вочного ков­ша М, т	Угол а, °
1.	2,8
2.	2,9
3.	3,0
4.	3,1
5.	3,2
6.	3,3
7.	3,4
8.	3,5
9.	3,6
10.	3,7

Пример 7. Определить базовый радиус установки непрерывной разливки стали для разливки высокоуглеро­дистых легированных сталей в заготовки сечением а х b - 300 х 300 мм.

Решение.

Принимаем для данного сортамента следующие исходные данные: допустимая деформация внутренних слоев в температурном интервале хрупкости е_д<0,0025; интенсивность охлаждения—умеренная, 0= 0,75; скорость вытягивания слитка w = 0,6 м/мин; коэффициент кристал­лизации к = 0,029 м/мин.

Базовый радиус

При базовом радиусе MHJI3 Ro=10 м участок за­твердевания (металлургическая длина) машины составит L = πR/2 = 3,14·10 /2=15,7 м. Полное время затвердевания заготовки сечением а х b = 300 х 300 мм² составит τ = а²/4к²= 300²/ (4·29²)= 26,75 мин.

Необходимая минимальная металлургическая длина при скорости вытягивания слитка w =0,6 м/мин составит L = w·τ = 0,6·26,75=16,1 м.

Следовательно, необходимо или увеличить радиус машины, или уменьшить скорость вытягивания слитка. Сохраняя скорость вытягивания слитка w= 0,6 м/мин, так как она определяет производительность установки, при­нимаем базовый радиус установки R₀=12 м. При этом ра­диусе L_зво составит ~ 19 м, что обеспечит запас длины для возможного увеличения времени затвердевания на 18%. Как уже отмечалось, этот запас для квадратной заго­товки должен составить 25%, поэтому при эксплуатации MHJI3 и отливке легированных марок стали максималь­ная скорость литья не должна превышать 0,57 м/мин.

Варианты задания

№ Ва­	интен­	допустимая	коэффициент	Толщи­
рианта	сивность охлажде­	деформация внутренних	кристаллиза­ции к,	на слит­ка, а, мм
	ния, θ	слоев, eд·100	мм/мин^0,5
1.	0,7	0,15
	0,72	0,2	28,5
3.	0,73
4.	0,76	0,35
	0,78	0,4	24,5
6.	0,8	0,5	29,5
7.	0,81	0,55
8.	0,82	0,6
9.	0,83	0,7	25,5
10.	0,85	0,8

Пример 8. Определить температуру поверхности по длине слитка при отливке на MHJI3 легированной стали сечением а х b = 250 х 1600 мм со скоростью w=l,4 м/мин. Принимаем температуру поверхности слитка в конце за­твердевания металла t_K = 900°С; температуру кристалли­зации t_r = 1480° С; теплоемкость затвердевшей стали С=8 кВт/(кг·К); теплопроводность стали к = 27,5 Вт/(м К); скрытую теплоту затвердевания q_K=270 кДж/кг; коэффи­циент кристаллизации к=25 мм/мин^0,5; эффективную вы­соту кристаллизации Н=1,05 м.

Решение.

По значению толщины оболочки 8 и температуры по­верхности t_n слитка на выходе из кристаллизаторами темпе­ратуре поверхности слитка в конце зоны затвердевания (т—время от начала выхода из кри­сталлизатора; L - расстояние от среза кристаллизатора). Найдем

Толщина оболочки слитка на выходе из кристаллизатора будет:

δ₀= k·(H/w)^0,5 = 0,025/(1,05/1,4)^0,5 =0,022м =22 мм.

Температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора:

t₀ = 840 + 287 (w/H)^0,5 = 840 + 287-(1,4/1,05)^0,5 = 1170° С.

Относительная температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора:

θ₀ = t₀/t₁= 1170/1480=0,79;

в конце затвердевания слитка:

θ_k = t_k/ t_r= 900/1480=0,61.

Тогда

Используя уравнения для φ, а также

Т_о/Т_n = (δ/δ_о)^φ

и задаваясь температурой поверхности слитка, определим зависимости t_n = f(τ) и δ = f(τ).

Время, необходимое для достижения температуры поверхности 1100° С при φ = 0,42_;составит:

Относительная температура поверхности θ_n = t_n/t_r= 1100/1480= 0,74.

Определим

Т₀ = (1+θ_о)/(1-θ_о) = 8,52 и Т_п =(1+θ_п)/(1-θ_n) = 6,69

После подстановки получим т= 138,9 с или 2,31 мин. Толщина оболочки слитка при t_n =1100°С: 6=39,1 мм.

Расстояние точки с t_n = 1100° С от мениска жидко­го металла в кристаллизаторе L = w·τ= 1,4-2,31 = 3,23 м.

Распределение температуры поверхности и толщи­ны корки слитка по длине непрерывнолитого слитка при ф = 0,42 приведено ниже

tn °с
τ, мин	0,75	2,31	4,03	7,55	13,00	21,23
б, мм	22,0	39,1	53,2	72,2	96,0	125,0
L, м	1,05	3,23	5,64	10,57	18,20	29,72

Зависимости t_n=f(τ) и δ=f(τ), приведенные на рис.10, иллюстрируют распределение температуры поверхно­сти по длине слитка и изменение толщины закристаллизо­вавшейся оболочки.

Рисунок 6. Изменение температуры поверхности слитка по длине слитка и толщины закристаллизовавшейся ко­рочки

Варианты задания

№ Ва­	тг, °С	W, м/мин	коэффициент	а х b, мм
рианта			кристаллиза­ции к, мм/мин
1.		2,8		80x80
2.		2,3	28,3	100x100
3.		1,65		150x700
4.		1,6	24,5	200x 800
5.		1,9	28,7	125х 125
6.		1,4		250x1000
7.		1,7		150х150
8.		1,2	25,3	300 х 900
9.		1,7	25,7	150x800
10.		1,55		200x2·10^3

Пример 9. Рассчитать допустимую глубину жидкой фазы заготовки (L) и максимальную скорость разливки на МНЛЗ (v) для сплава ХН56ВМЮО с кристаллизатором круглого и квадратного сечения. Диаметр круглого кри­сталлизатора 120 мм, высота 800 мм. Плотность жидкого сплава р=7700 кг/м³, теплоемкость с=0,737 кДж/кг-К; теп­лопроводность λ=29,1 Вт/м-К. Прочность стали σ_в = 27,7 МПа.

Решение.

При расчете скорости разливки стали на МНЛЗ ис­ходят из того, что в кристаллизаторе должна образоваться корочка такой толщины, чтобы при выходе из него она не прорвалась бы под действием жидкого металла.

Для слитка квадратного сечения:

Для слитка круглого сечения:

Площадькруга: S = π·R² = 11304 мм² = 0,011 м²,

S_кр⁼S_kb, S_kb =a²,отсюда 0,105 м.

Для слитка квадратного сечения:

Для слитка круглого сечения:

Варианты задания

№ Ва­рианта	D, мм	Н, мм	λ Вт/(м·К)
1.
2.			29,2
3.			29,3
4.			28,9
5.			29,15
6.
7.			29,2
8.			29,3
9.			28,9
10.		1 ISO А 1JU	29,15

Пример 10. Определить расход воды на четырехролико­вую секцию длиной 1= 1,03 м, расположенную на расстоя­нии L=2,02 м от мениска металла. Распределение темпе­ратуры поверхности и параметров слитка такие же, как в примере 9.

Решение.

При использовании уравнений

q_cp = (t_cp1 - t_cp2)(δ₁ + δ₂)p·w·C / 4(L₂–L₁),

q_kp=p·q_k·w(δ₂-δ₁)/(L₂-L₁)

необходимо определить среднюю температуру и толщину оболочки в начале и конце участка охлаждения. По при­веденным числовым данным и данным рис.10 определим, что t_n на входе в секцию составляет 1135° С, а на выходе из секции t_n =1105° С, соответственно толщина образо­вавшейся корки слитка на входе и выходе из секции составилаδ₁ = 32 и δ₂ =40 мм.

Принимаем с целью упрощения расчета линейноеизменение температуры по толщине корочки. Тогда

t_cp1 = (tr + tnl)/2= 1307°С; t_cp2 = (tr + tn2)/2=1292°C.

Сум­марный тепловой поток q на поверхности слитка, обу­словленный отводом физической теплоты и теплоты кри­сталлизации, составит

q = (t_cp1 - t_cp2)(δ₁ + δ₂)p·w·C / 4·1 + p·q_K·w(δ₂ – δ₁)/1 =

15•0,072•7000•1,4•0,8/4•1,03 + 0,008•7000•240•1,4/1,03 = 376,8 кВт/м²,

а средний коэффициент теплоотдачи соответственно

а = q/ tn_cp =376800/1120 = 336 Вт/(м²•К).

Плотность орошения на данном участке составит

g = (а—а₀)/В = (336—140)/40 = 3,9 м³/(м²•ч).

Охлаждение по узким граням происходит в данном случае на участке

Н = w•a² / 16k² = 1,4•0,25²/ 16•0,025² = 8,8 м.

Учитывая, что секция расположена практически вертикально, расход воды на широкую грань по большому радиусу и грань по малому радиусу будет одинаков:

J₁ = b·F = 4,9·1,03·1,6 = 8,07 м³/ч.

Расход воды по узким граням J₂= 4,9·1,03·0,25·2=2,5 м³/ч. Общий расход воды на секцию J=2·J₁+ J₂= 20,1 м³/ч.

Варианты задания

№ варианта	L, м	l, м
	2,05	1,05
	1,9	0,95
	1,95	1,1
	1,97	1,15

Пример 11. Определить количество MHJI3 и их произво­дительность в составе конвертерного цеха, состоящего из трех конвертеров вместимостью 250 т. Металл разливает­ся на заготовки сечением 300 х 400 мм².

Стали - углеродистые обычного качества и низколегиро­ванные конструкционные стали. Продолжительность плавки в конвертере 36 мин.

Решение.

1. В соответствии с рекомендациями (табл. 9) принимаем скорость разливки стали в заготовки сечением 300x400 мм²w=0,7—0,8 м/мин.

2. Кислородно-конверторный цех работает по системе: два конвертера в работе, один в резерве. Ритм подачиковшей в отделение непрерывной разливки стали составит τр = 36:2=18 мин, а производительность конвертерного цеха по жидкой стали А = (1440 М/ τр)·365= 7,3·10⁶ т.

Таблица 3.

Рекомендуемые скорости разливки стали на МНЛЗ Для заготовок:

ахb,мм^2	80x80	100x100	125x125	150x150	200x200
w, м/мин	2,75-3,5	2,2-2,8	1,8-2,3	1,5-1,9	1,1-1,4
ахb,мм^2	250x250	250x320	250x360	300x400	300x450
w, м/мин	0,9-1,12	0,8-1,1	0,75-0,95	0,8-0,65	0,6-0,78

для слябовой продукции:

ахЬ,мм^2	150х(700 ...1500)	200х(700 ...2000)	250х(1000 2800)	300х(700 ...1600)
W, м/мин	1,6-1,8	1,5-1,8	1,3-1,6	1,1-1,4

3. Состав МНЛЗ (количество ручьев) при допустимом времени разливки τ₃ =90 мин составит

N≥ М/ (p·a·b·w·τз·φг) = 250-10³ /7650·0,3·0,4·0,8·0,9·90 =4,2 Принимаем к установке машины с шестью ручьями.

4. Время разливки τ₁на шестиручьевой МНЛЗ при ско­рости разливки w= 0,8 м/мин будет:

τ1= М/ (N·w·p·a·b·фг) = 250·103/ = 6·0,8·7650·0,3·0,4·0,9 = 63 мин.

Принимаем продолжительность разливки τ₁=72 мин. Кратность разливки τ₁/τ_pсоставит 72: 18 =4; скорость разливки w=0,7

5.Пропускная способность (мощность) МНЛЗ при раз­ливке стали сериями по шесть плавок составит:

6.Количество работающих МНЛЗ

В1=т₁/т_р +1=72/18+1 =5.

1. Количество МНЛЗ, находящихся в резерве,

В₂ = T·B₁ / 365 = 75·5/ 365=1,03. Принимаем В₂=2.

2. Общее количество МНЛЗ составит:

В= B₁+ В₂ = 5+2=7.

3. Производительность установленной МНЛЗ

Р = А/В= 7,3·10^б/ 7=1,04·10⁶ т.

Варианты задания

№ Ва­рианта	Количест­во конвер­теров	Вмести­мость кон­вертера, т	Длитель­ность плав­ки, мин	А х b
1.				300x300
2.				360x360
3.				300x360
4.				200x700
5.				250x10^J
6.				150x150
7.				200x200
8.				300x800
9.				150x700
10.				100x100

Дата добавления: 2015-08-17