close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Реконструкция энергохозяйства кислородно-конвертерного цеха МК Азовсталь

код для вставки
Дипломная работа по энергетике
 С
качано с http://ястудент.com
РЕФЕРАТ Записка
дипломного проекта содержит
страниц,
12 рисунков,
29 таблиц,
30
источников.
Объект исследования –
э
нергохозяйство
кислородно
-
конвертерного ц
еха ОАО «
МК
Азовсталь
».
Целью работы является повышение производительности кислородно
-
конвертерного цеха путем реконструкции энергохозяйства
ККЦ
ОАО
«М
К
Азовсталь
».
В ходе проведенного
исследования и расчета кислородно
-
конвертерной плавки определены пути повышения производительности конвертера
за счет интенсификации
режима проду
вки и повышения стойкости дутьевых устройств.
Дано описание структурных подразделений цеха и примен
яемой технол
о-
гии
и полная
характеристика объекта исследования
. Выполнены расчеты:
расчет материального и теплового балансов конве
р-
терной плавки, расчет газодинамических параметров течения кислорода в цех
о-
вом тру
бо
проводе,
тепловой и газодинамический расчет наконечника дутьевого устройства на основе газодинамических аспектов взаимодействия окружающей среды с наконечником фурмы
,
теплов
ой расчет ОКГ для начального и основн
о-
го
этапов кислородной продувки
, аэродинамический расчет ОКГ, газоотвод
я-
щего тракта
. Рассчитана экономическая эффективность внедрения предлагаемой р
е-
конструкции. Рассмотрены вопросы охраны труда и гражданской обороны.
КИСЛОРОДНО
-
КОНВЕРТЕРНЫЙ ПРОЦЕСС
, КИСЛОРОДНАЯ ФУ
Р-
МА, ПОВЫШЕНИЕ ПРОИЗВОДИТ
ЕЛЬНОСТИ, ИНТЕНСИВНО
СТЬ ПР
О-
ДУВКИ, ОХЛАДИТЕЛЬ КОНВЕРТЕР
НЫХ ГАЗОВ, ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ, АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАС
ЧЕТ, ГАЗООТВОДЯЩИЙ Т
РАКТ, ЭКОН
О-
МИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОС
ТЬ С
качано с http://ястудент.com
ABSTRACT
Note the graduation project contains pages, figures, tables,
sources.
The object of study
-
energy facilities BOF shop of OAO "MK Azovstal.
The aim is to enhance the performance of oxygen
-
converter shop by reconstruction of energy facilities CCC OAO MK Azovstal.
In
the course of the study and calculation of the oxygen
-
converter process ide
n-
tified ways to improve the performance of the converter due to the intensification of
blow
down and enhance blast resistance devices.
The description of the structural units of th
e shop and applied technology, and complete characterization of the object of study
.
Calculations: Calculation of material and heat balances of converter melting, the calculation of gas
-
dynamic parameters of the flow of oxygen to the shop floor piping, hea
t and gas
-
dynamic calculation of the tip of the blast devices based on gas
-
dynamic aspects of the interaction of environment with the tip of the lance, laser thermal design for the initial and main phases of oxygen blowing, the aerodyna
m-
ic
calculation of t
he laser, exhaust tract
.
Calculated cost
effectiveness of introducing the proposed reconstruction
. Que
s-
tions of safety and civil defense
.
BOF PROCESS, OXYGEN LANCES
, INCREASING PRODUCTIVITY
, I
N-
TENSITY PURGE
COOLER CONVERTER GAS
, AERODYNAMIC CALCUL
A-
TION, EXHAUST TRACT
, COST EFFECTIVENESS
С
качано с http://ястудент.com
СОДЕРЖАНИЕ
В
ведение
1
Технико
-
экономическое обоснование реконструкции
2
Краткое описание кислородно
-
конвертерного цеха и применяемой технологии производства стали
ОАО
«МК Азовсталь»
3
Расчет материального и теплового балансов плавки в кислородном конвертере
4
Выбор способа продувки конверторной ванны
4.1 Определение времени продувки с заданной интенсивностью
4.2
Расчет температуры металла в конвертере после начального этапа продувк
и
4.3 Определение количества газов, отходящих из конвертера по этапам продувки
5
Разработка многосопловой фурмы с повышенной стойкостью к эроз
и-
онному износу (спецчасть)
5.1 Обзор технических проблем стойкости наконечников кислородных фурм
5.2 Назн
ачение, устройство и техническая характеристика кислоро
д-
ных фурм и металлорукавов
5.
3
Расчет газодинамических параметров течения кислорода в цеховом трубопроводе
5.4 Расчет газодинамических параметров ис
течения окислителя 5.
5
Расчет теплового потока воздействующего на наконечник фурмы
5.
6
Технические решения для повышения стойкости к эрозионному износу
6
Тепловой расчет ОКГ
-
400
6
.1 Назначение и техническая характеристика охладителя конверте
р-
ных газов ОКГ -
400
6.2Назна
чение и принцип работы энергоблока
6
.2 Тепловой расчет ОКГ
-
400
7
Аэродинамический расчет
7
.1
Устройство и описание работы газоочистного оборудования
7
.2 Аэродинамический расчет ОКГ
-
400
7
.3 Аэродинамический расчет газоочистки
8
Организационно
-
экономическая часть
9
Охрана труда
10
Гражданская оборона
Выводы
Перечень ссылок
С
качано с http://ястудент.com
ВВЕДЕНИЕ
Главным конструкционным матер
иалом ХХI века является сталь [
1
,
2
]. В настоящее время кислородно
-
конвертерный процесс производства стали явл
я-
ется наиболее распространенным и перспективным. Кислородно
-
конвертерное производство стали развивается весьма интенсивно и преимущество этого сп
о-
соба настолько очевидно, что во многих странах мартеновские печи выведены в резерв или демонтированы.
На сегодняшний
день доля кислородно
-
конвертерной стали в общем ее производстве для промышленных стран соста
в-
ляет 70÷90%. В Украине она находится на уровне ~ 50%. Несмотря на указанные преимущества, кислородно
-
конвертерный способ получения стали обладает недостатками, наиболее существенным из которых является интенсивное образование бурого газа 3,
. Очистка и предшествующее ей охлаждение газов, выходящих из кислородных конвертеров, продолжают оставаться одной из наиболее сложных проблем. Охлаждение и очистка газов явля
ются составными частями кислородно
-
конвертерного способа произво
д-
ства стали, в том числе с верхней продувкой чугуна технически чистым кисл
о-
родом. З
атраты на осуществление охлаждения и очистки весьма значительны; работа указанного оборудования является одни
м из лимитирующих звеньев дальнейшей интенсификации продувки, в том числе и для кислородно
-
конвертерного цеха ОАО «МК Азовсталь».
ОАО «МК Азовсталь» –
одно из крупнейших в Украине предприятий с полным металлургическим циклом. Кислородно
-
конвертерный цех к
омбината –
располагает самыми крупными и мощными конвертерами на территории Укр
а-
ины. В настоящее время проблема реконструкции энергохозяйства ККЦ
являе
т-
ся наиболее актуальной для цеха и для комбината в целом.
Данный дипломный проект посвящен поиску путей решения задачи п
о-
вышения производительности кислородных конвертеров 350т ККЦ ОАО «МК Азовсталь»
за счет уменьшения длительности процесса и повышения стойкости наконечников дутьевых устройств
.
С
качано с http://ястудент.com
1
ОБОСНОВАНИЕ РЕКОНСТРУКЦИИ
Один из путей повышения производительности конвертера
-
снижение времени плавки за счет повышение интенсивности продувки
конвертерной ва
н-
ны
. Один из вариантов
-
ступенчатая продувка, она характеризуется повыше
н-
ными интенсивностями дутья в начале и конце продувки. В начальный моме
нт продувки
-
повысить расход кислорода до 1400 м
3
/мин для интенсификации з
а-
жигания плавки, основное время
-
снизить расход кислорода до 1100 м
3
/мин, конец продувки
-
вновь повысить расход кислорода до 1300 м
3
/мин. Предл
о-
женная схема продувки позволит сокра
тить время одной плавки, и увеличить количество плавок в год
.
Увеличение числа плавок –
это и есть увеличение производства стали.
Снизить затраты на технологическое оборудование, а также уменьшить время необходимое для замены
дутьевого устройства можно пут
ем разработки многосопловой фурмы с
повышенной стойкостью к эрозионному износу. Для тог
о
чтобы оценить эффективность
внесенных
изменений
в технол
о-
гический
процесс, необходимо провести поверочные расчеты
оборудования, работающего
в новых условиях:
а) р
асчет материального и теплового балансов конвертерной плавки для определения расхода отходящих газов.
б) р
асчет цехового кислоро
допровода и фурменных устройств;
в) т
епловой и аэродинамический расчеты ОКГ
-
400
;
г)
р
асчет газоочистных сооружений и газоотводящего тракта.
С
качано с http://ястудент.com
2
КРАТКОЕ ОПИСАНИЕ КИСЛОРОДНО
-
КОНВЕРТЕРНОГО ЦЕХА И ПР
И-
МЕНЯЕМОЙ ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА СТАЛИ
Кислородно
-
конвертерный
подразделяется на
следующие
участки:
-
о
тделение скачивания (удаления) шлака
;
-
м
иксерное отделение
;
-
о
тделение сыпучих и ферросплавов
;
-
о
тделение подготовки лома
;
-
отделение разделки лома;
-
к
онверторное отделение (включающее загрузочный пролет, шлаковый пролет
, отделение подготовки сталько
вшей и промковшей
);
-
у
часток внепечной обработки стали (включающий три устано
вки дово
д-
ки металла и две двух
-
позиционных установки ковш
-
печь)
;
-
о
тделение помола силикокальция
;
-
о
тделение непрерывной разливки
;
-
о
тделение отделки и складирования слябов
;
Описание технологии
В конвертер загружаются лом и жидкий чугун. Кислород вдувается в ра
с-
плавленный металл через фур
му с пятью соплами, фактически расход кислор
о-
да поддерживается на уровне 1
000
-
12
00 м
3
/мин. В процессе продувки произв
о-
дится регулируемая добавка извести и доломитового флюса для образова
ния слоя шлака. С помощью
манипулятора фурмы кислород непрерывно вдувается в конвертер с необ
ходимым расходом в течение 15
÷17
минут для снижения с
о-
держания углерода, кремния, серы и фосфора и для образования пенистого шлака. Образование пенистого шлака снижает поглощение азота, с
пособ
ствует удалению азота/водорода, предупреждает потери тепла в окружающую среду и усиливает ре
акцию между шлаком и металлом. Общая продолжительность плавки, включая время продувки, состав
ляет около 40
÷45
минут.
Химический состав и температура металла
контролируются после око
н-
чания продувки кислородом. Уровень углерода и температура следующие:
С
: < 0,08%, температура : 1650
. .. 1700 °
С.
Во время продувки контролируется содержание отходящих газов СО, С
О
2
, Н
2
и О
2
. Показатели СО и С
О
2 являются индикаторо
м определения моме
н-
та остановки продувки, после которого производится повалка конвертера с о
т-
бором проб металла, шлака и замером температуры. При выпуске, сталь в ко
в-
ше подвергается десульфурации с помощью шлакообразующей смеси из изв
е-
сти и плавикового шпа
та. При необходимости после выпуска проводится то
р-
кретирование футеровки конвертера с помощью самоход
ной машины для то
р-
кретирования. Раскисление и легирование металла производят в сталеразл
и-
вочном ковше. Для футеровки конвертера используются периклазоугле
род
и-
С
качано с http://ястудент.com
стые огнеупоры. В цехе суще
ствует система управления качеством и система контроля количества легирующих элементов, ферро
сплавов, шлакообразующ
е-
го материала. Контроль температуры металла на выпуске и на разливке обесп
е-
чивается с помощью платинородиево
й термопары. Необходимо отметить, что последователь
ность присадки материалов в сталеразливочный ковш контрол
и-
руется мастером производства конвер
терного отделения и контролером ОТК. Основные параметры во время продувки регистрируются с по
мощью регистр
и-
ру
ющих приборов: положение фурмы; расход и давление кислорода; расход и давле
ние воды и т.д. Все технологические параметры плавки регистрируются компьютерной системой АСУ ТП. После продувки отбираются одна или две пробы жидкого металла и измеряется температ
ура жид
кого металла. По око
н-
чании продувки компьютер выдает данные режима плавки с указанием пар
а-
мет
ров продувки и введенных реагентов.
Внепечная обработка металла
В пролете каждой МНЛЗ находится установка доводки металла. Ковш перемещается к установке д
о
водки металла при помощи самоходного сталев
о-
за, ковш снимается краном и устанавливается на стенд установки доводки м
е-
талла. На ней выполняются следующие операции:
-
усреднение химического состава и температуры стали посредством продувки аргоном че
рез футе
рованную фурму, погружаемую в ковш;
-
снижение температуры стали до требуемого уровня при помощи пр
о-
дувки аргоном, погру
жения сляба в сталь, а также нагрев стали, если это нео
б-
ходимо за счет экзотермической реакции при продувке кислородом и одновр
е-
менного в
ведения алюминия; корректировка химического состава стали по с
о-
держанию марганца, кремния, алюминия и других элементов, а также микрол
е-
гирование стали ниобием, ванадием, титаном; модифицирование стали силик
о-
кальцием.
Общее время доводки металла на этой уст
ановке составляет не более 40 минут. Расход аргона колеб
лется от 40 до 80 м
3
в час. По завершении операции по доводке металла стальковш подается краном на МНЛЗ.
Описание установки
«ковш
-
печь»
На установке ковш
-
печь выпо
лняют следующие технологические опер
а-
ции:
усреднение химического состава и температуры стали по объему ковша;
корректировку химического состава металла;
нагрев металла электрической д
у-
гой;
десульфурацию металла;
измерение температуры, окисленности металла
и отбор проб металла и шлака;
микролегирование и модифицирование металла путем ввода порошковой проволоки с различными видами наполнителей.
Разливка стали
Отделение непрерывной разливки стали (ОН
PC
)
включает в себя три ра
з-
ливочных пролета и один пролет для подготовки оборудования. В ка
ж
дом ра
з-
ливочном пролете установлена одна двухручьевая криволинейная машина н
е-
С
качано с http://ястудент.com
прерывного ли
тья заготовок (МНЛЗ). Сечения слябов (мм), отливаемых на МНЛЗ:
220 х 1250
. .. 2000
240 х 1250
. .. 2000
250 х 1250
. .. 2000
300 х 1550
. .. 1850
Выходящие из разливо
чной машины слябы режутся на различные длины на участке газовой резки и передаются на приемный рольганг для транспорт
и-
ровки в отделение отделки и складирования. Осевая ликвация включений, в большей степени, контролируется сочетанием
регулируемого пере
грева
мета
л-
ла над температурой ликвидуса, температуры металла
при разливке и режимов охлажде
ния. Это способствует снижению не только степени ликвации, но и и
з-
менению параметров от плавки к плавке, обеспечивая таким образом стабил
ь-
ность процесса. Для обеспечения
однородности и улуч
шения качества слябов выполняется постоянный контроль качества следующих параметров:
а) в
зависимости от марки стали режим вторичного охлаждения выбир
а-
ется с регулировкой
расхода воды, соотве
тствующего скорости разливки. Т
е
м-
пература пе
регрева над линией ликвидус : 15
-
30 °С. Скорость разливки контр
о-
лируется в зависимости от температуры и величины перегрева ме
талла над температурой ликвидуса в соответствии с указанными стандартами.
б) Серия плавок: 16
. .. 24.
После маркировки, слябы пост
упают в один из пролетов отделения о
т-
делки и складирования слябов
, где они складируются в штабели в соответствии с номером плавки. Если требуется, слябы закрываются металлическим кожу
хом и охлаждаются в зависимости от марки стали от 24 до 96 часов. После охл
а-
ждения слябы прохо
дят операции контроля по следующей схеме: Слябы ра
з-
мещаются на стеллажах. Контроль слябов производится после охлаждения (температура сляба ниже 50 °С).
После завершения вышеуказанных операций, удаления любых дефектов газовым резаком,
слябы режутся на мерные длины, согласно заказа покупателя.
Товарные слябы заказчику транспортируют с комбината в порт для отгрузки.
С
качано с http://ястудент.com
3 РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ ПЛАВКИ В КИСЛОРОДНОМ КОНВЕРТЕРЕ
Исходные данные:
-
м
арка выплавляемой стали –
2
C
Г
;
-
р
асход чугуна на 1 т стали –
886 кг
;
-
р
асход дома на 1 т стали –
221 кг
;
-
т
емпература жидкого чугуна –
1350 °
С;
-
с
одержание кислорода в дутье –
99,5%
Характеристика металлических материалов приведена в таблице 3.
1
Таблица 3
.1
-
Характеристика металл
ических материалов
C
Si
Mn
P
S
Fe
Al
Cr
Чугун
жидкий
4,2
0,8
1,15
0,15
0,03
93,62
_
_
Скрап стальной
0,2
0,15
0,55
0,032
0,027
_
_
_
SiMn
1,5
18,0
74,0
0,05
_
6,0
_
_
14
Г2
0,14
-
0,22
0,12
-
0,3
1,2
-
1,6
0,04
0,05
_
_
Химсостав неметаллических
материалов приведен в таблице 3
.2
Таблица 3
.2
-
Химсостав неметаллических материалов
Fe
2
O
3
FeO
SiO
2
Al
2
O
3
CaO
MgO
MnO
P
2
O
5
Cr
2
O
3
CaF
2
S
H
2
O
П.П.П.
Известь
-
-
1,0
0,5
87,6
5,25
-
0,1
-
-
0,05
0,5
5,00
Флюо
-
рит
-
-
5,0
-
7,6
-
-
-
-
85,0
0,02
-
-
Ми
к-
серный шлак
0,6
2,8
55,8
4,3
21,4
4,8
9,5
0,4
-
-
0,2
-
-
Футеро
-
вка
-
-
2,21
-
36,1
8
57,6
-
3,01
-
-
-
-
0,96
Мусор скрапа
-
-
75,0
25,0
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Расчет окисления примесей металлошихты
С
качано с http://ястудент.com
Расчет ведется на 100 кг металлошихты. В этом случае расход чугуна и скрапа принимается за 100%, а расход других материалов и количество пол
у-
ченных продуктов плавки выражается в
процентах от веса металлошихты. Средний химсостав
металл
ической части шихты определяется в соответствии с химсоставом чугуна и лома и расходом лома 20 кг на 100 кг металлошихты. Определение содержания примесей в металлошихте
Средний химсостав металлической части шихты определяем по формуле:
= 10
-
2
х g
чуг. х [
E
]
чуг. + 10
-
2
х g
скр. х [
E
]
скр.
, (3
.1)
где [
E
]
чуг и [
E
]
скр. –
элементы, входящие в состав чугуна и скрапа, %;
g
чуг и g
скр -
расход чугуна и скрапа, кг.
Определение количества шлака и установление шлакового режима
Количест
во шлака можно определить по формуле: q
шл. = 100 х , (3
.2
)
где Si
ших. –
количество кремния в шихте, кг; 2, 14 –
стехиометрический коэффициент;
q
др
SiO
2
-
поступление SiO
2
в шлак из всех источников, кроме металлоши
х-
ты, кг; (
SiO
2
) –
содержание SiO
2
в шлаке, %.
Известно, что ;принимаем (
SiO
2
)=15%; q
др
SiO
2
=0,8 (кг) Тогда
О
пределение возможной степени десульфурации Остаточное содержание серы в металле [
S
]
ост. Определяем по формуле: [
S
]
ост = , (3
.3)
С
качано с http://ястудент.com
где К –
коэффициент, учитывающий переход серы в газовую среду и ее поступление с другими материалами.
q
m
и q
шл.
-
количество жидкого металла и шлака, кг.
Известно: , q
шл
= 14,89кг. Принимаем L
s
= 6 и q
m
= 90 кг
В условиях кислородно
-
конверторной плавки количество серы, удаляемой в г
а-
зовую фазу, составляет 4
-
6% от общего количества серы в шихте. Добавочное количество серы, поступающ
ей с другими материалами, составляет 15
-
25% от серы металлошихты. Поэтому
к=1,1
-
1,2 ; принимаем к=1,15
Определение возможной степени дефосфорации Остаточное содержание фосфора в металле [
P
]
ост. Определяем по формуле ,
(3
.4)
г
де P
ших. –
количество фосфора в шихте
,
кг
, L
p
`
-
коэффициент распределения фосфора,
; 0,437 –
коэффициент, учитывающий переход от к
. Известно: P
ших. = 0,126 кг; q
шл
= 14,89 кг, принимаем L
р = 60 и q
m
= 90 кг Определение расхода извести
Учитывая, что плавка ведется без скачивания шлака по ходу продувки, расход извести определим по формуле:
,
(3
.5)
где q
изв –
расход извести, кг; В –
основность конечного шлака; f
изв.
–
содержание (
SiO
2 + Р
2
О
5
), поступающего из всех источников, кроме металлошихты и извести, кг; С
качано с http://ястудент.com
q
др.
CaO
–
это то же для СаО, кг; 2,14 и 2,29 –
стехиометрические коэффициенты; [
Si
], [
P
] –
количество Si
и P
, окисляющихся при продувке.
Известно: СаО
изв.
=87,6 %,
f
изв = 1,10%, принимаем В = 3,5
. Принимаем q
фут
=1,0 кг, q
=0,2 кг
, q
пл.шл. = 0,3, q
м.шл.
= 0,8 кг ; q
др
SiO
2
=0,633 кг и q
др.
CaO
= 0,556 кг
.
Значения величин [
Si
], [
P
] можно установить по формулам
:
(3
.6)
(3
.7)
где Si
ших. и P
ших
–
количество Si
и P
в шихте, кг;
[
Si
]
k
и [
P
]
k
–
содержание Si
и P
в конечном металле, кг
Известно, что Si
ших
=0,67 кг ; P
ших
= 0,126 кг
.
Принимаем [
Si
]
k
= 0,0 кг и [
P
]
k
=0,026 кг.
Тогда [
Si
] = 0,67 кг, [
P
] = 0,126
-
0,026=0,1 кг.
кг
. Определение уточненного химсостава шлака
Уточнение количества шлака определяем по формуле: (3
.8)
где [
Si
], [
P
], [
Mn
] –
количество окисляющихся Si
, P и Mn
, кг.
q
др.
шл
. –
количество шлакообразующих без окислов железа, вносимых вс
е-
ми материалами, кроме металлошихты, кг.
Известно: [
Si
] =0,67 кг
, [
P
] =0,1 кг
Значение величин [
Mn
], q
др.
шл, (
FeO
) рассчитываем предварительно
. Кол
и-
чество окисляющего марганца [
Mn
] рассчитываем по формуле:
[
Mn
] = (1
-
J
Mn
) x
Mn
ших.
,
(3
.9)
где J
Mn
-
коэффициент, выражающий марганца шихты, остающегося в м
е-
талле; Mn
–
количество марганца в шихте, кг.
Тогда [
Mn
] = (1
-
0,3)*1,03=0,72 кг
. Содержание окислов железа в шлаке (
FeO
) определяем по формуле С
качано с http://ястудент.com
(3
.10)
где В –
основность шлака;
[
C
]
ост.
-
содержание углерода в металле перед раскислением, %,
t
k
–
температура ванны в металле перед раскислением, ◦С. Значение q
др.
шл = 10,737 кг
кг
. Определение остаточного содержания примесей в металле. Остаточное содержание марганца определяем по формуле: (3
.11)
г
де Mn
= Mn
ших + 0,775*
MnO
др
(3.
12)
г
де Σ
Mn
ших
-
количество марганца, вносимого металлошихтой, кг;. Σ
Mn
О
др.
–
количество Mn
О, вносимого
другими материалами, кг;
K
Mn
–
константа равнов
есия реакции окисления марганца;
(
FeO
) –
содержание FeO
в шлаке, %;
Т –
темпера
тура металла в конце продувки, К.
Известно Mn
ших
= 1,03 кг, Mn
О
др
= 0,076 кг,
q
шл
=16,27 кг
, Т =
t
r
+273=1670+273 =1943 K
,
Тогда
или С
качано с http://ястудент.com
Фосфор
Остаточное содержание фосфора определяем по формуле:
(3.
13)
г
де Σ
P
= Σ
P
ших + 0,437
Σ
P
2
О
5др.
,
Σ
P
ших
-
количество фосфора, вносимого металлошихтой, кг. Σ
P
ших
=0,126
.
Σ
P
2
О
5др
–
количество P
2
О
5др
, вносимого другими материалами, кг.
Σ
P
2
О
5др
=0,042 кг
.
L
/
p
–
коэффициент разделения фосфора, L
/
p
= 60.
q
шл
= количество шлака, кг. q
шл
=16,2.
q
m
–
выход жидкого металла, кг. Тогда или 0,028∙90 ∕ 100=0,025 кг
Сера.
Остаточное содержание серы определяем по формуле:
,
где
Σ
S
= Σ
S
ших. +
Σ
S
др.
+ Σ
S
г.ф.
(3
.14)
г
де
Σ
S
–
суммарное поступление серы в ванну из всех источников, кг
Σ
S
ших
–
вносится металлошихтой, кг.
Σ
S
др.
–
вносится другими материалами, кг.
Σ
S
г.ф.
–
переходит в газовую фазу, кг.
L
s
–
коэффициент распределения серы.
Известно: Σ
S
ших
=0,029 кг
. Σ
S
др
= 0,007 кг
, Принимаем Σ
S
г.ф.
=0,05 ∙∑S
ших = 0,05∙0,029 =0,0014 кг
,
L
s
=6
Тогда
Σ
S
= 0,029+0,007
-
0,0014=0,035 кг
или 0,019∙90 ∕ 100=0,017 кг
Определение количества удаляемых примесей
[
C
] = Σ
C
ших.
–
[
C
]
ост.
= 3,4 –
0,9∙0,17 =3,247 кг
[
Si
]
= Σ
Si
ших
-
[
Si
]
ост
= 0,67 –
0,0 =0,67 кг
С
качано с http://ястудент.com
[
P
] =
Σ
P
ших
-
[Р]
ост
= 0,126 –
0,025 =0,101 кг
[
Mn
] = Σ
Mn
ших
-
[
Mn
]
ост
= 1,03 –
0,32 =0,71 кг
[
S
] = Σ
S
ших
-
[
S
]
ост
= 0,029 –
0,017 = 0,012 кг
Итого: Σ
[Е] = 4,74 кг
Определение количества и состава газов и шлака.
Расчеты по определению состава и количества шлака сводятся к заполн
е-
нию остальных граф (9
-
12) таблицы 4.6
. При определении количества СО и СО
2
, образующихся в результате окисления углерода металла, принимаем, что 90% углерода окисляется до СО и 10% -
до СО
2. При заполнении граф 11 и 12 содержание окислов железа в шлаке при
нимается равным принятому ранее при определении остаточного содержания марганца в металле, а именно: (
FeO
) =12,1 %
,
(
Fe
2
О
3
) = 6,1 %
Определение расхода дутья и продолжительности продувки
Расход дутья определяем по формуле
:
(
3
.15)
где q
q
-
расход технически чистого кислорода, кг. q
o
2
[
c
]
-
количество кислорода, необходимого для окисления углерода, кг, q
o
2
[
E
]
-
количество кислорода, необходимого для окисления других прим
е-
сей, кг,
q
o
2
[∑
FeO
]
-
количество кислорода, необходимого для образования других окислов железа, кг.
q
o
2
изв.
–
кислород в СО
2
извести, кг.
О
д
2
–
содержание кислорода в дутье, %.
q
o
2
др.
–
кислород из других источников, кг.
Принимаем О
д
2
= 99,5%, q
o
2
[
c
]
= 1,46∙3,247 = 4,76 кг
q
o
2
[
E
]
= 1,14∙∆[
Si
] +0,29∙∆[
Mn
] + 1,29∙∆[
P
] + ∆[
S
]
г.ш
=
.
1,14∙0,67 +0,29∙0
,71 + 1,29∙0,101+ 0,0014 =1,101 кг
q
o
2
[∑
FeO
]
= 10
-
4
∙
q
ш.л.
∙[ 30,0∙(
Fe
2
O
3
)+22,2∙(
FeO
)] =
10
-
4
∙16,307∙[ 30,0∙6,1+22,2∙12,1]
=0,736 кг
q
o
2
др
= 30,0∙10
-
2
∙
+22,2∙10
-
2 ∙
(3.
16)
С
качано с http://ястудент.com
где и -
количество Fe
2
O
3
и FeO
, поступающих из всех источн
и-
ков, кг.
Известно: =0,0060 кг, = 0,028 кг
Тогда q
o
2
др = 30,0∙10
-
2
∙0,0060+22,2∙10
-
2 ∙0,028 =0,008 кг
q
o
2
изв
= 36,4∙10
-
4
∙
q
изв ∙r∙(СО
2
), (3
.17)
где
q
изв
= расход извести, равный
8,95 кг
r
–
доля СО
2 извести, участвующей в окислении примесей. Принимаем r
= 0,9,
количество О
2
, освобождающегося при восстановлении СО
2 до СО
, кг.
(СО
2
) –
содержание СО
2 в извести, %. (СО
2
) =2,85 % Тогда q
o
2
изв = 36,4∙10
-
4
∙8,95
∙0,9∙2,85 =0,083 кг
q
q
= 100/99,5∙[(4,76+1,101+0,736)
-
(0,083+0,008)]=6,526 кг
V
д
=q
д /1,43 = 6,526 /1,43 = 4,564 м
3
/100 кг металлошихты или 45,64 м
3
/т
Продолжительность продувки определяем по формуле
IJ
= 10∙q
д
/1,43∙ i
o
2
(3
.18)
где q
q
–
расход т
ехнически чистого кислорода, кг;
i
o
2
–
интенсивность продувки, м
3
/т мин
;
i
o
2 = v
/
p
= 1100 / 390 =2,82 м
3
/т∙мин;
где V
= 1100 м
3
/мин -
минутный расход О
2
;
Р = 390 т
-
вес металлошихты.
IJ
= 10∙6,526 /1,43∙2,82 =16,183 мин
Вес ме
талла определяем по его балансу
Приход:
а) вес металлической завалки (чугун и скрап)
q
зав.
м
=100 кг б) вес железа, восстановле
нного из окислов железа q
восст.
Fe
= 0,028∙56 /72 +0,006∙112 / 160 =0,0262 кг
Расход
:
а) ве
с окислившегося металла q
ок
Fe
= 1,98∙56 /72 +0,99∙112 /160 =2,23 кг
б) вес удаленных примесей q ∑
∆[E]
= 4,74 кг
в) вес металла, теряемого в шлаке в виде корольков (принимаем 3%)
q
кор
= 0,03∙q
шл
=0,03∙16,27=0,488 кг
С
качано с http://ястудент.com
г) вес металла, теряемого с выброса
ми (принимаем 1 %)
q
выбр. = 1,0 кг
д) вес железа, теряемого с пылью q
n
Fe
= 10
-
2
∙V
г
∙Fe
п
∙q
п
,
(3.
19)
где V
r
–
объем газов, м
3
,
Fe
n
–
содержание железа в пыли, % (принимаем 65%)
q
n
–
концентрация пыли в газах, г/м
3
(принимаем 100 г/м
3
)
V
r
= 22,4∙(q
СО
/28 + q
СО
2/44 + q
Н2О
/18 + q
SО2
/64 ) (3.
20)
г
де q
co
, q
co
2
, q
H
2
O
, q
so
2
–
количество газов, кг
Известно: q
co
=7,15 кг, q
co
2
=1,25 кг, q
H
2
O
=0,044 кг, q
so
2
=0,024 кг
V
r
= 22,4∙(7,15/28 + 1,25/44 + 0,044/18 + 0.024/64 ) =6,3 м
3
q
n
Fe
= 10
-
2
∙6,3∙65∙0,1=0,41 кг
е) вес мусора скрапа 0,2 кг
ж) вес миксерного шлака0,806 кг q
m
=(100+0,0262)
-
(2,23+4,74+0.488+1,0+0,41+0,2+0,806)=90,152 кг
Раскисление стали производ
ится SiMn
, который присаживается в ковш. Расход SiMn
определяем по формуле:
(3
.21) г
де Q
SiMn
-
расход силикомарганца, кг
q
m
–
вес металла перед окислением, кг
[
Mn
]
гот. и [
Mn
]
ост. –
содержание марганца в готовой стали и в металле п
е-
ред раскислением, %
[
Mn
]
SiMn
–
содержание марганца,
%.
U
Mn
–
угар марганца в ковше, %.
q
m
=90,152 кг
,
[Mn]
ост
=0,356%
,
[Mn]
SiMn
= 74,0%,
Принимаем [
Mn
]
гот
=1,0%
,
U
Mn
= 20%
Тогда кг,
Для определения угара и усвоения элементов ферромарганца дополн
и-
тельно принимаем: количество углерода, окисляющегося за время раскисления, составляет 50%, кремний ферромарганца полностью окисляется, фосфор фе
р-
ромарганца полностью
переходит в металл.
Результаты определения угара и усвоен
ия элементов сведены в таблице 3
.
3
С
качано с http://ястудент.com
Т
аблица 3.
3 -
П
отери на угар и усвоение элементов Элемент
Количество элементов в ферромарга
н-
це, кг
Количество образовавш
е-
гося окисла, кг
Всего
Окисляется
Остается в металле
0,98∙1,5/100
ﴠ
0,0147∙50/100
ﴠ
ﰰ
СО:
0,00735∙90∙28/100∙12=0,015
СО
2
:
0,00735∙10∙44/100∙12=0,002
0,98∙18/100= ﰱ
ﰱ
†
О
2
: 0,1764∙60/28=0,378
ﵮ
0,98∙74/100=
ﰷ
0,7252∙20/100
ﴠ
ﰵ
ﵮ
О:
0,145∙71/55=0,187
0,98∙0,04/10
ﴠ
††
ﰰ
††
†††††††
0,98∙6/100= ﰰ
††
ﰰ
†
††††††††
Всего
ﰹ
ﰳ
ﰶ
ﰵ
Считаем, что примеси окисляются за счет кислорода, поступающего в м
е-
талл из воздуха во время выпуска: q
o
2
= 0,583
-
0,3288=0,2545 кг
Определение веса (вы
хода) металла после раскисления:
а
) вес металла перед раскислением q
m
= 90,152 кг
б
) вес элементов, вносимых SiMn
m
SiMn
=0,64675 кг
в
) вес готовой стали q
m
/
=90,152+0,64675=90,79 кг
Определение состава металла после раскисления.
[С]
гот. = (0,153+0,00735)100/90,79=0,17666%
[
Mn
]
гот. = (0,32 +0,58)100/90,79=0,99%
[
S
]
гот. = (0,017+0,0)100/90,79=0,0187%
[Р]
гот. = (0,025+0,0004)100/90,79=0,0279%
Составление материального баланса плавки.
Для составления материального баланса плавки имеются все данные, кроме количеств СО, СО
2
и N
2
в газах.
С
качано с http://ястудент.com
Количество N
2 определяем по формуле , где q
д
–
расход дутья на плавку, кг; q
д
= 6,526 кг
N
д
2
–
содерж
ание азота в дутье, %. N
д
2
=0,5% Тогда кг,
Количество СО и СО
2 не отлич
аются от приведенных в таблице
. СО = 7,15 кг; СО
2
=1,25 кг Материальный баланс плавки сведен в таблице 3
.4
Таблица
3
.4 -
Материальный баланс плавки
Задано
Получено
Наименование статьи
Кол
во, кг
Наименование статьи
Кол
во, кг
Чугун жидкий
Сталь готовая
скрап
шлак
Плавиковый шпат
ﰳ
Корольки железа в шлаке
ﰴ
Известь
ﰹ
Выбросы металла
ﰰ
футеровка
ﰰ
Потери железа с пылью
ﰴ
Дутье
ﰵ
Продукты раскисления
ﰵ
Кислород воздуха, учас
т-
вующий в окислении пр
и-
месей ﰳ
Газы:
СО
ﰱ
ﰹ
СО
2
1,25
H
2
O
0,044
SO
2
0,024
N
2
0,0326
Итого
ﰰ
Итого
ﰰ
†††††††††††††††††††††††††††††††††††††††††††††††††
Невязка
ﰰ
Определение температуры металла в конце продувки.
Температуру металла определяем по формуле (
3
.21)
где Q
Σ
прих.
–
полный приход тепла, кДж
, Q
Σ
расх.
–
расход тепла на все статьи, кроме статей нагрева металла и шл
а-
ка, С
качано с http://ястудент.com
q
шл
и q
м
= выход жидкого металла и шлака, кг. Известно: q
м
=90,79 кг
,
q
шл
=16,307 кг,
Q
Σ
прих
= Q
физ.
чуг
+ Q
физ.
м.шл.
+ Q
[
C
]
+ Q
[Е]
+ Q
ок
Fe
+ Q
хим.
шл
,
(3
.22)
г
де Q
физ.
чуг. –
физическое тепло жидкого чугуна, кДж,
Q
физ.
м.шл. -
физическое тепло миксерного шлака, кДж,
Q
[
C
]
–
химическое тепло окисления углерода, кДж,
Q
[Е]
-
химическое тепло окисления других примесей, кДж,
Q
ок
Fe
-
химическое тепло окисления железа, кДж, Q
хим.
шл
-
химическое тепло образования шлака, кДж,
Q
физ.
чуг
= (14,8+0,
21∙t
чуг
)∙q
чуг
(3.
23)
г
де -
изменение энтальпии жидкого чугуна в зависимости от его температуры,
-
температура жидкого чугуна, -
масса
жидкого чугуна
на 100 кг шихты,
79,2
-
вес чугуна без миксерного шлака, кг
4,19
-
здесь и далее -
коэффициент перевода в систему СИ,
Q
физ.
чуг
= (14,8+0,21∙1350)∙79,2∙4,19=98988,75 кДж,
Q
физ.
м.шл
=(0,35∙t
м.шл.
-
140)∙q
м.шл
(3
.24)
г
де
-
зависимость энтальпии миксерного шлака от темп
е-
ратуры в области температур 1150
-
1350 ◦
С ;
-
масса миксерного шлака, кг/100 кг (%)
Q
физ.
м.шл
=(0,35∙1350
-
140)∙0,806∙4,19=1123 кДж,
Q
[
C
]
=3000∙∆[
C
] (3.
25)
г
де 3000
-
тепловой эффект реакции
окисления углерода
,
ккал/кг
∆[
C
]
-
процентное содержание углерода,%
Q
[
C
]
=
3000 ∙3,247∙4,19=40814,8 кДж,
Q
[Е]
= 1690∙∆[
Mn
]+ 6430∙∆[
Si
]+ 4700∙∆[
P
] (3.
26)
г
де
-
1690, 6430, 4700
-
∆[
Mn
],6430,∆[
Si
],4700,∆[
P
] -
тепло, выделяющееся при окислении элементов: марганца,кремния, фосфора
,
ккал/кг
С
качано с http://ястудент.com
∆[
Mn
],∆[
Si
],∆[
P
]
-
количество элемента,вносимое в ванну чугуном и скрапом кг/100 кг (%) марганца,кремния, фосфора и
соответственно;
Q
[Е]
=
( 1690∙0,71+ 6430∙0,67+ 4700∙0,101) ∙4,19=25064,6 кДж,
Q
ок
Fe
=[12
2
0
∙(
Fe
2
O
3
)+9
0
0
∙(
FeO
)] ∙
q
шл
(3
.27)
г
де
-
1220,900 -
тепловые эффекты реакций разложения оксидов железа
-
Fe
2
O
3
, FeO
и их содержание в шлаке,% Q
ок
Fe
=[12
2
0∙
0,006
1+90
0∙
0,012
1] ∙16,307∙4,19=12524 кДж,
Q
хим.
шл
=[1,5∙(
CaO
)+3,5∙(
SiO
2
)+10∙(
P
2
O
5
)] ∙
q
шл
(
3
.28)
г
де
-
-
удельная теплота шлакоо
б-
разования [
2
],
-
масса шлака, кг/100 кг (%)
Q
хим.
шл
=[1,5∙51,5+3,5∙13,2+10∙1,7] ∙16,307∙4,19 =9595,1 кДж,
Окончательно
:
Q
Σ
прих
= 98988,75+1123+40814,8+25064,6+12524+9595,1=188110,25 кДж.
Расход тепла находим по формуле:
Q
Σ
расх. = Q
г
+ Q
разл.
Fe
+ Q
исп..
H
2
O
+ Q
г.
Fe
+ Q
выб.
м
+ Q
пот.
+ Q
разл.
карб
(3
.29)
г
де Q
г
–
тепло, уносимое газами, кДж,
Q
разл.
Fe
–
тепло разложения окисло в железа, кДж,
Q
исп..
H
2
O
–
тепло испарения влаги, кДж,
Q
г.
Fe
–
тепло железа, уносимое газами, кДж,
Q
выб.
м
–
тепло, уносимое выбрасываемым из конвертера металлом, кДж,
Q
пот.
–
различные потери тепла, кДж,
Q
разл.
карб.
–
тепло, затр
ачиваемое на разложение карбонатов, кДж.
Предварительно определяем q
r
= q
co
+ q
co
2
+
q
N
2
Для всех газов принимаем t
r
ср
= 1620 ◦
C
q
co
= (0,304∙ t
r
ср
-
38,5)∙ q
`
co
(3
.30)
г
де -
(0,304∙ t
r
ср
-
38,5)
-
зависимость энтальпии СО
от температуры [2]
,
q
`
co
-
количество СО, кг/100 кг (%),
С
качано с http://ястудент.com
q
co
=(0,304∙ 1620
-
38,5)∙ 7,15∙4,19=13600,74 кДж,
q
co
2 = (0,326∙
t
r
ср
-
54,0)∙
q
`
co
2
(3.
31)
г
де
-
-
зависимость энтальпии СО
2 от температуры
,
-
количество СО
2
, кг/100 кг (%),
q
co
2
=(0,326∙1620
-
54,0)∙ 1,25∙4,19=2484,67 кДж,
q
N
2
= (0,302∙
t
r
ср
-
40,0)∙ q
N
2
(3
.32)
г
де
-
-
зависимость энтальпии N
2 от температуры
,
-
количество N
2
, кг/100 кг (%),
q
N
2
=(0,302∙1620
-
40,0)∙0,032∙4,19=58,66
кДж,
q
r
= 13600,74+2484,67+58,66=16144,07кДж,
Q
разл.
Fe
= 1220∙ q
Σ
Fe
2
O
3
+900∙ q
Σ
FeO
,
г
де q
Σ
Fe
2
O
3
и q
Σ
FeO
–
количество Fe
2
O
3
и FeO
, поступающих в ванну из всех источников, кг. Известно: q
Σ
Fe
2
O
3
=0,006 кг
,
q
Σ
FeO
=0,028 кг.
Q
разл.
Fe
= (1220∙ 0,006+900∙ 0,028) ∙4,19= 134,1 кДж,
Q
исп..
H
2
O
= (594+0,25∙
t
cp
H
2
O
)∙
q
H
2
O
(3.
33)
г
де
-
зависимость энтальпии воды от температуры,
-
общее количество влаги в шихте, кг/100 кг (%)
,
Q
исп..
H
2
O
=(594+0,25∙1620)∙0,044∙4,19= 184,36 кДж,
Q
г.
Fe
= (5,5+0,165∙ t
r
ср
)∙ q
п
Fe
,
(3
.34)
г
де q
п
Fe
–
количество железа, теряемого с пылью, кг. q
п
Fe
=0,41 кг,
(5,5+0,165∙ t
r
ср
)
-
зависимость энтальпии твердого железа от температуры в интервале от 0 ◦
С до t>1390 ◦
С
[2]
Q
г.
Fe
= (5,5+0,165∙ 1620)∙ 0,41∙4,19= 469,3 кДж,
Q
выб.
м
=(13,1+0,2∙
t
м
)∙
q
м
(3
.35)
г
де
-
(13,1+0,2∙
t
м
)
-
зависимость энтальпии жидкого железа от температуры в интервале 150
0 ◦
С до t
>170
0 ◦
С
[
3
]
q
м
–
количество жидкого железа, кг/100 кг
С
качано с http://ястудент.com
Q
выб.
м
= (13,1+0,2∙1670)∙1,0∙4,19= 1453,93 кДж,
Q
разл.
карб
= 9
65∙
q
изв
∙(
CO
2
)
изв
(3.
36)
г
де q
изв
-
расход извести
,
кг
/100 кг
(
CO
2
)
изв
-
содержание СО
2
в извести,% 9
65
-
теплота разложения карбоната кальция, ккал/кг
Q
разл.
карб
=965∙8,95∙0,02
85∙4,19= 1031,36 кДж,
Q
пот
= (0,02÷0,06)∙ Q
Σ
прих
(3
.37)
г
де Q
пот
–
неучтенные потери, принимаем 2÷6
% от суммы статей прихода тепла [2]
Q
пот
=0,02∙188110,25=3762,205 кДж,
Q
расх.
= 16144,07+134,1+184,36+469,3+1453,93+1031,36+3762,205=
23179,325 кДж.
Составление теплового баланса
Физическое тепло металла определяем по формуле
:
Q
М =(13,1+0,2∙
t
м
)∙
q
м
= (13,1+0,2∙1655,36)∙90,79∙4,19= 130926,505 кДж,
Физическое
тепло конечного шлака определяем по формуле
:
Q
шл.
= (0,5∙
t
шл
-
330)∙
q
шл
=(0,5∙1655,36
-
330)∙16,307∙4,19= 34004,65 кДж
Тепловой баланс
плавки
представлен
в таблиц
е 3.
5
.
Расчет образующихся шлака и газов
представлен в таблице 3.6
С
качано с http://ястудент.com
Т
аблица 3.
5
-
Тепловой баланс
Приход
Количество тепла
Расход
Количество тепла
кДж
кДж
Физическое тепло чугуна
Физическое тело стали
ﰵ
Физическое тепло ми
к-
серного шл
а-
ка
ﰵ
Физическое тепло шлака
Тепло окисле
ния углерода
Тепло отходящих газов
ﰵ
Тепло оки
с-
ления прим
е-
сей
Тепло на разл
о-
жение окислов железа
ﰱ
ﰰ
Тепло окис
ления железа
ﰶ
Тепло на испар
е-
ние влаги
ﰳ
ﰰ
Тепло шлако
образо
вания
ﰱ
ﰱ
Тепло, выносимое выбрасываемым металлом
ﰹ
ﰷ
Тепло на разл
о-
жение карбонатов
ﰳ
ﰵ
Тепловые потери
ﰲ
ﰹ
Тепло железа, уносимого газами
ﰲ
ﰲ
невязка
ﰲ
∙
-
4
итого
ﰲ
итого
ﰴ
С
качано с http://ястудент.com
Таблица
3.
6
-
Расчет образующихся шлака и газов
компоненты
Вносится футировкой, кг
Шлак перед выпуском
группа
Хим. фо
р-
мула
Ф
у
т
и
т
и-
ро
в-
кой
Ми
к-
се
р-
ным шл
а-
ком
Плавик
о-
вым шп
а-
том
Мусором скрапа
Итого по данным граф 3
известью
Металло
шихтой
Итого по да
н-
ным граф 7
кг
††††††††
Шлакообразующие без окислов железа
СаО
1,0х(
鸞
ﴠ
ﰳ
ﰸ
ﰴ
鸞ﴠ
ﰱ
0,3х(7,8/10
鸞ﴠ
ﰵ
8,95х 鸞ﴠ
ﰸ
ﰴ
ﰠ
2
1,0 х ﰲ
鸞
ﴠ
ﰰ
ﰸ
ﰸ
鸞ﴠ
ﰴ
0,3х(5/100
鸞ﴠﰰ
0,2х(75/1
ﴠ
ﰱ
ﰶ
8,95х 鸞ﴠ
ﰰ
0,67х 鸞ﴠ
ﰴ
ﰠ
ﰠ
2
O
5
1,0х ﰰ
鸞
ﴠ
ﰰ
ﰸ
ﰴ
鸞ﴠ
ﰰ
ﰰ
8,95х ﰱ鸞ﴠ
ﰰ
0,1х 鸞
ﴠ
ﰲ
ﰠ
ﰠ
ﰷ
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 3
.6
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Al
2
O
3
-
0,8 (4,3/1
00) = 0,034
-
0,2х(25/100
鸞ﴠﰰ
ﰰ
8,95х ﴠ
ﰠ
ﰠ
ﰸ
ﵮ
ﰸ
鸞ﴠ
ﰰ
ﰰ
0,72х
ﴠ
ﰰ
ﰰ
ﰱ
ﵧ
1,0х 鸞ﴠ
ﰵ
︸
ﰸ
鸞ﴠ
ﰰ
ﰶ
8,95х ﰲ鸞
ﴠ
ﰠ
ﰠ
ﰷ
2
-
-
0,3 х 鸞ﴠ
ﰲ
ﰲ
ﰠ
ﰠ
ﰷ
ﰹ
ﰸ
鸞ﴠ
ﰰ
0,3х(0,2/10
鸞ﴠ
ﰰ
8,95х
ﰰ
ﴠ
ﰰ
ﰠ
ﰠ
ﰱ
Итого
ﰷ
ﰳ
ﰲ
ﰲ
ﰴ
ﰶ
ﰠ
ﰠ
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 3.
6
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Окислы железа
ﰰ
ﰰ
ﰰ
ﰹ
Fe
2
O
3
-
0,006
0
-
-
0,0060
-
-
0,0060
0, 99
6,1
Итого
ﰰ
ﰰ
ﰰ
ﰰ
ﰹ
Летучие
ППП
ﰰ
8,95х
ﴠ
ﰴ
СО
3.4х (90/100)
х (28/12)
ﴠ
ﰱ
СО
2
-
-
-
-
-
-
3,4х (10/100)
х (44/12) ﴠ
ﰲ
ﰹ
Н
2
О
ﰰ
ﰰ
ﰸ
2
-
-
-
-
-
-
0,012 х 鸞
ﴠ
ﰰ
ﰱ
Итого
ﰰ
ﰰ
ﰴ
ﰴ
ﰹ
Всего
ﰰ
ﰸ
ﰳ
ﰲ
ﰳ
ﰹ
ﰰ
С
качано с http://ястудент.com
4 ВЫБОР СПОСОБА ПРОДУВКИ КОНВЕРТОРНОЙ ВАННЫ
4
.
1
О
пределение времени продувки с заданной интенсивностью
Основной режим работы, применяемый в настоящее время, является о
т-
вод газов с
частичным дожиганием окиси углерода. При этом режиме колич
е-
ство выделяющихся конвертерных газов составляет 125÷135∙10
3
нм
3
/час
при коэффициенте избытка воздуха =0,35
-
0,40. Расход кислорода при частичном дожигании окиси углерода в охладителе конвертерных газов (ОКГ) составляет
1100÷1200 нм
3
/мин.
В первые 3
-
5 мин продувки, пока юбка
не опущена полностью, идет пр
о-
цесс полного дожигания –
в отходящих газах только диоксид углерода, а окись углерода присутствует в виде следов (согласно данным прибора ФТИАН
,
ко
н-
троль за которым ведется с пульта машиниста дистрибутора). Концентрация диоксида углерода в отходящих газах во время продувки находится практич
е-
ски на одном уровне
, поэтому 1/10 часть углерода из чугун
а и скрапа
,
выгор
а-
ющую до диоксида углерода
, распредели
м поровну на все время продувки
.
Кремний выгорает полностью до следов в первые минуты продувки
, марганец и фосфор выгорают почти полностью
-
(9/10) вс
его количества в первые минуты
. Процесс и
нтенсивного выгорания углерода начинается по достижении жидкого м
еталла в конвертере температуры
, превышающей точку Ликвидус на
,а именно не менее 1570
-
1580
◦
С
.
Рассчитаем время продувки с интенсивностью 1400 нм
3
/мин, которое п
о-
требуется для
сжигания содержащихся
в шихте примесей. Количество удаля
е-
мых примесей (на 100 кг шихты/на всю завалку конвертера 390 т ):
C
=3,247 кг, / 11306,52 кг,
Si
=0,67 кг,
/ 2472,32
кг,
Mn
=0,71 кг, / 2333,036 кг,
P
=0,101 кг,
/
351,7 кг,
S
=0,012 кг.
/ 41,786 кг,
Для сжигания всех этих примесей необходимо технически чистого кисл
о-
рода ([
O
2]=99,5%)
21665,435 кг.
Как уже было сказано выше
,
1/10 углерода переходит в диоксид уг
лерода С=0,3247 кг/ 1130,652 кг. Примем время продувки согласно производственным данным 15
,8
минут. Тогда в каждую минуту продувки до диоксида углерода будет выгорать: С=0,02165 кг/ 76,164 кг. I
пр
=1400 нм
3
/мин =1862,7 кг О
2
Кол
и-
чество кислорода
,
необходим
ое для сжигания остальных примесей будет:
C
>
CO
2=203,1035
кг
С
качано с http://ястудент.com
Si
и Mn
=3504,22
кг
P
и S
= 495,588 кг
Из формулы. приведенной ниже
,
найдем искомое время:
(4
.
1
)
г
де -
масса кислорода для сжигания примесей; -
масса кислорода для сжигания углерода до диоксида углерода
С=76,164 кг/мин;
-
масса кислорода
, реагирующего за 1минуту при соответству
ю-
щей интенсивности продувки
кг;
-
время, необходимое для выгорания вышеперечисленных примесей
, минут.
,
откуда Воспользовавшись методом последовательных приближений
,
в
пятом приближении найдем ,время всей продувки составит 14,7326 м
и-
нут: начало продувки с
.
I
пр
=1400 нм
3
/мин IJ
пр1
=2,41328 минут, основное
время с
.
I
пр
=1100 нм
3
/мин IJ
пр2
=11,3193 минуты
,
в конце продувки с I
пр
=1300 нм
3
/мин IJ
пр3
=1 минута. 4.2
Р
асчет температуры металла в конвертере после начального этапа продувки
Для определения температуры металла в конвертере
в заданный момент времени путем расчета
возможно использование уравнения теплового баланса плавки, решая его относительно температуры металла в каждый момент врем
е-
ни [
8
]
: (
4.2
)
где -
температура металла в опред
еляемый момент времени, ;
С
качано с http://ястудент.com
-
Физическое тепло чугуна, Дж;
-
Тепло химических реакций полного окисления примесей ч
у-
гуна, скрапа и металла
,
Дж;
-
Химическое тепло образования окислов железа шлака
,
Дж;
-
Тепло экзотермических реакций шлакообразования
,
Дж;
-
Физическое тепло шлака
,
Дж;
-
Физическое тепло дутья
,
Дж;
-
Тепло
,
необходимое на нагрев шлака
,
Дж;
-
Тепло
,
уносимое газами
,
Дж;
-
Тепло на разложение окислов железа
,
вносимых в ванну
,
Дж ;
-
Тепло
, затрачиваемое на разложение прочих соединений
(карбонатов
и др.)
,
Дж;
-
Тепло на нагрев и испарение влаги шихты
,
Дж;
-
Тепло железа
,
уносимого газами
,
Дж;
-
Различные потери (на
нагрев кладки
,
в ок
ружающую атмосферу и др.)
, Дж;
-
Теплоемкость жидкой стали
,
Дж / кг ◦
С ;
-
Вес металла в любой момент времени
,
кг.
Расчет будем вести на 100 кг шихты
,
данные для расчета возьмем из те
п-
лового и материального баланса конвертерной плавки
,
представленного выше
. Статьи прихода тепла
: = 1690∙∆[
Mn
]+ 6430∙∆[
Si
]+ 4700∙∆[
P
]+6000∙
Δ
[
S
]
(
4.3
)
=(
1690∙0,71+ 643
0∙0,67+ 4700∙0,101+6000∙0,012) 4,19
= 25369,2
кДж,
где
1690,∆[
Mn
],6430,∆[
Si
],4700,∆[
P
] тепло, выделяющееся при окислении элемента,ккал/кг и количество элемента,вносимое в ванну чугуном и скрапом кг/100 кг (%) марганца,кремния, фосфора и серы
соответственно;
тепло, выделяющееся при окислении углерода до углекисл
о-
го газа
за
t
=2,41328 минут
= ,
где -
удельная теплота шлакообр
а-
зования [
2
]
,
С
качано с http://ястудент.com
-
масса шлака, кг/100 кг (%)
,
где
-
зависимость энтальпии миксерного шлака от темпер
а-
туры в области температур 1150
-
1350 ◦
С
,
-
масса миксерного шлака, кг/100 кг (%)
(
4.4
)
где -
теплоемкость кислорода, кДж / кг ◦
С ;
-
температура вдуваемого кислорода,
◦
С,
-
масса
вдуваемого кислорода кг/100 кг,
Статьи расхода те
пла
: ,
где
-
1220,900 -
тепловые эффекты реакций разложения оксидов железа
-
Fe
2
O
3
, FeO
и их содержание в шлаке,% -
масса шлака, кг/100 кг (%) (
4.5
)
где
-
-
зависимость энтальпии конвертерного шлака от темпер
а-
туры в области температур 1350
-
1660
◦
С
,
-
масса шлака, кг/100 кг (%)
С
качано с http://ястудент.com
, (
4.6
)
где
-
4043
-
теплота разложения карбоната кальция СаСО
3
,
,
кДж / кг,
-
расход извести
,
кг/100 кг (%)
,
-
содержание СО
2
в извести,%
,
(
4.7
) где зависимость энтальпии воды от температуры,
-
общее количество влаги в шихте, кг/100 кг (%)
,
-
принимаем равными 2% от ,
теплоемкость расплавленного железа:
, выход жидкого металла:
,
, (
4.8
)
где -
-
зависимость энтальпии твердого железа от температуры в интервале от 0 ◦
С до t>1390 ◦
С, -
количество железа,уносимого газами, кг/100 кг (%)
,
,
, (
4.9
)
где
-
-
тепло на нагрев выделяющегося из ва
н-
ны СО
2
, кДж/кг,
-
зависимость энтальпии СО
2 от температуры
,
-
количество СО
2
, кг/100 кг (%),
-
тепло на нагрев выделяющегося из ванны N
2
, кДж/кг,
-
зависимость энтальпии N
2 от температуры
,
С
качано с http://ястудент.com
-
количество N
2
, кг/100 кг (%),
Тогда температур
а металла после 2,41328 минуты с начала продувки составит:
t
IJ
m
Для уточнения температуры металла воспользуемся методом
последов
а-
тельных приближений –
подставим полученную температуру в формулы: (
3.43
-
3
.46),
(3.
39
)
и повторим расчет температуры
металла ; в 10
-
м приближении t
IJ
m
=1535,235
◦
С, расхождение между 9 –
м и 10 –
м приближениями составит 0,0325%.
4.3 Определение количества газов, отходящих
из конвертера, по этапам продувки.
Начальный период:
t
=2,41328 минут, I
пр
=1400 нм
3
/мин, масса углерода, окисляющегося до углекислого газа за всю продувку:С=0,3247 кг/ 1130,652 кг, тогда за начальный период: m
{
С→СО
2
}
=1130,652∙2,41328/14,7326=185,207 кг. m
{
СО
2
}
=185,207∙44/12=679 кг,
V
{
СО
2
}
= 679∙22,4∙10
-
3
/12∙10
-
3
=345,719 нм
3
.
Пары воды: за начальный период продувки испарится вся влага, соде
р-
жащаяся в шихте, m
{
Н
2
О
}
=0,044 кг / на 100 кг шихты, что составляет:
m
{
Н
2
О
}
=
171,64
кг
V
[
Н
2
О
}
= 1
71,64
∙22,4∙10
-
3
/18∙10
-
3 =
213,6
нм
3
на всю завалку.
Азот –
поступает вместе с кислородным дутьем ([
O
2]=99,5%) m
{
N
2
}
=22,3025
кг,
V
{
N
2
}
=
22,3025
∙22,4∙10
-
3
/28∙10
-
3
=17,
8
42
нм
3
.
V
н
газов
= V[СО
2
]+ V[Н
2
О]+ V[SО
2
]+ V[N
2
]=345,719+
213,6+17,842
=
577,161 нм
3
. С
качано с http://ястудент.com
Расход газов через горловину конвертера в начальный этап продувки:
D
газов
= V
газов
/IJ
пр1
=577,161/2,41328=239,16 нм
3
/мин=14349,55 нм
3
/час.
Основное время продувки:
IJ
пр2
+ IJ
пр3
=11,3193+1=12,3193 минуты
IJ
пр2
=11,3193 минуты (I
пр
=1100 нм
3
/мин), IJ
пр3
=1 минута (I
пр
=1300 нм
3
/мин)
m[С→СО
2
]=945,445 кг. m[СО
2
]= 945,445 ∙44/12=3461,21 кг,
V[СО
2
]= 4361,21∙22,4∙10
-
3
/44∙10
-
3
=1762,07 нм
3
.
m[С→СО]= 10159,95 кг. m[СО
2
]= 10159,95∙28/12=23706,546кг,
V[СО
2
]= ∙22,4∙10
-
3
/12∙10
-
3
=18965,24
нм
3
.
Азот –
поступает вместе с кислородным дутьем ([
O
2]=99,5%) m[N
2
]=55,083 кг,
V[N
2
] =55,083∙22,4∙10
-
3
/28∙10
-
3
=44,0665нм
3
.
V
осн
газов
= V[СО
2
]+ V[СО]+ V[N
2
]=1762,07+18965,24+44,0665=20771,3661 нм
3
. Расход газов через горловину конвертера в основной этап продувки:
D
газов
= Vосн газов
/ (IJ
пр2
+ IJ
пр3
)= 20771,3661
/(11,3193+1)=1686,08 нм
3
/мин
=101165 нм
3
/час.
Полученные расходы конверторных газов используем для теплового ра
с-
чета ОКГ
-
400.
С
качано с http://ястудент.com
5 РАЗРАБОТКА МНОГОСОПЛОВОЙ ФУРМЫ С ПОВЫШЕННОЙ СТО
Й-
КОСТЬЮ К ЭРОЗИОННОМУ ИЗНОСУ (СПЕЦЧАСТЬ)
5.1 Обзор технических проблем стойкости наконечников кислородных фурм
Эффективность работы кислородно
-
конвертерных агрегатов во многом определяется конструкцией и стойкостью верхних кислородных фурм. Их стойкость колеблется
в широких пределах –
от одной до нескольких сотен и даже тысяч плавок. До настоящего времени проблема стойкости наконечников фурм для верхней продувки кислородных конвертеров, особенно крупното
н-
нажных, является весьма актуальной [
11
].
Совершенствованию си
стемы охлаждения наконечников конвертерных фурм с целью повышения их стойкости посвящено значительное количество работ как практического [
12
,
13
], так и теоретического [
14
,
15
] характера. Одн
а-
ко, при рассмотрении процессов теплообмена в системе охлаждающий а
гент -
наконечник фурмы -
полость конвертера,
зачастую уделяется недостаточное внимание таким факторам, как поверхностное кипение,
в т.ч. при значительном недогреве и высоких массовых скоростях охлаждающей воды; наличие накипи и «застойных» зон в наконечни
ке; качество поверхности и чистота меди. О
т-
сутствуют надежные обоснования оптимальной скорости охлаждающей воды.
Среди основных причин выхода из строя верхних дутьевых устройств о
т-
мечается прогар наконечника, являющегося наиболее ответственным участком кон
струкции, как с теплотехнической, так и с технологической точки зрения. Независимо от системы охлаждения (с центральным или периферийным подв
о-
дом воды) и способа изготовления (сварной, литой или цельноточеный) течь воды обычно наблюдается в области торцево
й поверхности наконечника (лоб
о-
вины фурмы). Это связано с неудовлетворительным охлаждением и объясняе
т-
ся образованием в местах стыков сопел с наружной тарелкой головки засто
й-
ных зон, где и происходит кризисный нагрев материала с переходом к плно
ч-
ному кипе
нию охлаждающей во
ды
. Движение охладителя в наконечнике фурмы, особенно с центральным подводом кислорода, имеет сложную траекторию. Его удельный расход коле
б-
лется в пределах 0,6 -
1,5
/т стали. При этом средняя скорость вдоль вну
т-
ренней наиболее теплона
пряженная поверхности наконечника составляет 1
-
8 м/с. Локальная скорость воды в наконечнике может изменятся от 0 (при нал
и-
чии «застойных»
зон) до 10
-
15 м/с. Неоптимальное распределение потока охлаждающего агента в наконечнике является одним из распростране
нных н
е-
достатков системы охлаждения эксплуатируемых кислородных фурм, который может привести к значительному снижению скорости воды в наиболее тепл
о-
напряженных областях наконечника и формированию «застойных» зон охлад
и-
С
качано с http://ястудент.com
теля. Причем, если для ствола кислород
ной фурмы в первую очередь важен расход охлаждающего агента, поддерживающий нагрев последнего в фурме в допустимых пределах (15
-
20 ℃
),то для наконечника, с учетом его значительно меньшей площади обмена, более важен высокий коэффициент теплоотдачи к охлажда
ющей воде для исключения прогара наконечника при пиковых тепл
о-
вых нагрузках.
Оптимизация профиля скорости охладителя в наконечника кислородных фурм посвящено значительное количество работ [
11
,
16
,
17
].При этом наиболее эффективными техническими решениями принято считать: центральный по
д-
вод охладителя к наконечнику, применение профилированных вставок
-
распределителей (рассекателей) воды при периферийном е подводе, соверше
н-
ствование геометрии каналов в межсопловой области. В работе [
16
] рассмотр
е-
ны вопросы, связанные с использованием вихревых (закрученных) течений охлаждающего агента для оптимизации профиля скорости и повышения эффе
к-
тивности теплообмена в медных наконечниках кислородных фурм сталепл
а-
вильных агрегатов.
В качестве охлаждающей часто используется
неумягченая техническая вода, температура которой в течении года колеблется в диапазоне 5
-
30 °С, о
д-
нако в летний период возможны случаи, когда на входе в фурму она повышае
т-
ся до 40 °С.
В целом скорость охлаждающей воды в наконечнике определяется е расход
ом и конструктивными особенностями системы охлаждения. Повышение расхода влечет за собой увеличение затрат электроэнергии на привод насоса либо их замена, а также может лимитироваться водными ресурсами предпри
я-
тия. Увеличение скорости воды за счет увеличен
ия расхода оправдано в тех случаях, когда перепад температуры воды в фурме ∆
Т = Т
вых
-
Т
вх
превышает 15
-
20 °С.
Стойкость наконечника определяется так же условиями внешнего тепл
о-
вого воздействия. На основе анализе теплообмена в системе «охладитель –
то
р-
цева
я (боковая) часть фурмы –
полость конвертера» при работе фурмы над ва
н-
ной, так и при погружении ее в шлако
-
газометаллическую эмульсию было установлено [
11
]
, что плотность результирующих тепловых потоков на торец фурмы при продувке плавки в 350
-
т конвекторе
может достигать 0,9
-
1,4 (0,6
-
1,1) МВт/
(без учета возможного попадания брызг жидкого металла) и пра
к-
тически не зависит от температуры наружной поверхности фурмы.
Согласно [
21
] тепловой поток может достигать до 8
-
11 МВт/
. Существующие расхо
ж-
дения возни
кают вследствие разной оценки тепловой работы наконечника.
Максимально допустимые значение температуры наружной и внутренней п
о-
верхностей нижней тарелки наконечника определяются, исходя из условия обеспечения прочностных характеристик материала (400
-
500 ℃
)
и условий предотвращения пленочного кипения воды. Для обеспечения соответствующ
е-
С
качано с http://ястудент.com
го конвективного охлаждения коэффициент теплоотдачи к воде должен быть не менее 10 кВт/
, а скорость воды
вдоль всех участков нижней тарелки –
не м
е-
нее 3 м/с; при этом с учет
ом возможного попадания на наконечник брызг м
е-
талла скорость должна быть увеличена в 2
-
3 раза. На рисунке 2.1. представлена зависимость температуры внутренней и наружной поверхностей наконечника от плотности теплового потока q
при различных скоростях движе
ния охлажд
а-
ющей воды.
Следует отметить, что значение коэффициента теплоотдачи к воде связ
а-
на со скоростью водяного потока и его эффективным гидравлическим диаме
т-
ром следующей зависимостью:
, то есть она уменьшается при прочих равных условиях (при w
в
=
const
), с ростом . Поэтому увеличение ра
з-
меров фурмы (соответственно водяных каналов в наконечнике) приводит к ухудшению е охлаждения и должно компенсироваться дополнит
ельным ув
е-
личением w
в
.
Эрозия продувочных сопел приводит не только к снижению стойкости фурм, но и усложняет управление процессом, изменяя параметры истекающих струй. Обычно это связывают с работой сопла в процессе работы продувки в режиме перерасширения и
явления отрыва кислородного потока от стенок диффузора.
∆
-
0.5 м/с; ◊
-
3 м/с; □
–
5м/с; ○
-
10 м/с
Рисунок 5
.1
-
Зависимости температуры внутренней и наружной повер
х-
ностей наконечника от плотности теплового потока q
при различных скоростях движения охлаждающ
ей воды
Как
показал анализ нестационарного теплообмена [
12
] в системе «охл
а-
ждающая вода –
сопло
–
кислородный поток –
реакционная зона», через 2
-
3 мин после начала нагрева в стенке сопла устанавливается квазистационарное со
ст
о-
С
качано с http://ястудент.com
яние. Выходная кромка прогревается до 400 -
600 ℃
, причем перепад значений температуры в стенки сопла незначителен. При продувке по режиму «перера
с-
ширения» (степень нерасчетности
истечения n
не менее 0,85
-
0,90
,
т.е. длина з
о-
ны отрыва в рассматриваемых у
словиях не более 5
-
10 мм) при нормальном в
о-
дяном охлаждении температура выходной кромки сопла из источника [
12
] t
к увеличивается дополнительно по сравнению с безотрывным режимом истеч
е-
ния всего на 30
-
60 ℃
. По мнению этого же автора [
12
] в процессе продувки
плавки отрыв не приводит к оплавлению кромок сопел, но при ухудшении в
о-
дяного охлаждения или резком увеличении теплового потока на фурму (поп
а-
дание металла на наконечник и т.п.) может ускорить «разгар» сопел. Глубокий отрыв в сопле происходит в период пос
тепенного отключения
кислорода в ко
н-
це продувки. Не
смотря на короткий промежуток этого периода, t
к
может дост
и-
гать температуры плавления меди (особенно при небольших значениях Нф). При этом существенно ухудшают работу сопел эжектируемые в зону отрыва поток
и жидкого шлака, стекающего по стволу фурмы при е подъме. Затве
р-
девая, пленка шлака подплавляет выходные участки сопел и при последующей продувке «сдувается» кислородом вместе с оплавившейся медью.
Проанализировав выше сказанное, можно сделать вывод, что
существуют противоречия в вопросах эрозии продувочных сопел и оплавлении меди нак
о-
нечника кислородной фурмы. Существует необходимость в дальнейшей иссл
е-
довании этого процесса.
5.2 Назначение, устройство и техническая характеристика кислородных фурм и мет
аллорукавов Кислородно
-
конвертерные фурмы
предназначены для подачи технич
е-
ского чистого кислорода Р до 2,5 МПа в конвертер и продувки им металла.
Фурма состоит из трх
концентрично скрепленных стальных труб, зака
н-
чивающихся головкой. Основание и сопло го
ловки
фурмы изготавливают из меди марки МО или М1 ГОСТ 859 –
2003
,
замена на другие марки не допуск
а-
ется.
Технологические параметры головки кислородной фурмы рассчитаны по рекомендуемым расчетам
ТТИ 1
-
3
-
15
-
22
-
86, приложение 3 и окончательно приняты на осно
вании производственных испытаний. В верхней части фурма имеет три патрубка, соединяющиеся с металлорукавами
быстросъмными
с
о-
единениями.
Металлорукава
типа СРГС –
4655 Ф200*25 предназначены для подвода кислорода к фурмам от внутрицеховых
кислородопроводов и для подвода и о
т-
вода охлаждаемой воды на фурму от внутрицеховых
водопроводов. Рукава м
е-
таллические представляют собой гибкие гофрированные герметичные труб
о-
проводы, заключнные в оплетку и снабжнные концевой арматурой. Рукава С
качано с http://ястудент.com
длиной 1…3 м поступают с за
вода изготовителя. Плети длиной 25500 мм Ф 200 мм набираются из отдельных рукавов сваркой электродами ЦЛ
-
11 Ф3 мм.
Кислород податся по центральной трубе Ф273 мм ( труба стальная цел
ь-
нотянутая толщиной 8…12 мм ), соединнной с головкой фурмы через сил
ь-
фонн
ый компенсатор, изготовленный из металлорукава типа СРГС –
4655 Ф200*25 длиной 1000 мм, заключенный в металлическую трубу, выполненную по типу телескопического компенсатора из трубы Ф273 мм
с
компенсационным
зазором
80 +
-
2
и через сопло
головки фурмы поступает на поверхность металл
и-
ческой ванны конвертера.
Давление кислорода на продувку до 2,5 МПа, расход кислорода зависит от диаметра и количества
сопел
головки и составляет 1200…1500 м
3
/мин.
Узел распределения кислорода снабжн регистрационными прибора
ми расхода, давления за показаниями которых следит машинист
-
дистрибьюторщик на пульте управления конвертера.
Охлаждающая
вода подается по промежуточной трубе Ф377 мм толщ
и-
ной 8…10 мм и отводится по наружной трубе Ф426 мм толщиной 8…10мм. Охлаждение фурм пр
оизводится
технической
водой оборотного цикла с БОС –
2. Расход воды на охлаждение определяется на основании теплового расчета охлаждающего тракта кислородных фурм (ТТИ
-
1
-
3
-
15
-
22
-
86, приложение 3 п.2.3.) и равен 520 нм
3
/час
.
С учтом производственных испыт
аний расход воды принят лабораторией ЦЛМК:
при температуре воды на входе ниже 18
0
С
-
410…520 нм
3
/час, при температуре воды на входе выше
18
0
С
-
450…520 нм
3
/час и давлении воды на входе 1,1 –
1,5 МПа. Температура воды на входе должна быть не более 25
0
С, на выходе
-
не
более 45
0
С.
Контроль этих параме
т-
ров ведтся с помощью регистрационных приборов, выведенных на пульт управления конвертеров; там же –
управление электрифицированной задви
ж-
кой трубопровода подвода воды к фурме. Система водоснабжения фурм обе
с-
печ
ивает независимость подвода воды во время запасной фурмы. При замене запасной фурмы управление задвижкой открытия воды на фурму блокируется автоматически.
5.3 Расчет газодинамических параметров течения кислорода в цеховом трубопроводе
Длина цехового кислородопровода
от кислородного распределитель
ного пункта до фланцевого соединения сгибким рукавом составляет
153,12 м, внутренний диаметр кислородопровода составляет 0,5 м, местные сопротивления присутствуют в виде 11 закругленных колен под углом 90 гр
а-
д
усов (рисунок 4. 1)
.
Принимаем температуру технического кислорода (чистотой 99,5%)
293 ◦
К.
Расход О
2 -
м
3
/мин
,
барометрическое давление
Па, С
качано с http://ястудент.com
Абсолютное давление Па, газовая постоя
н-
ная Дж/кг∙
◦
К
Плотность при нормальных условиях (н.у.): .
Предполагая квадратичную зону сопротивления, определим коэффициент сопротивления трения по формуле Прандтля
-
Никурадзе:
; (5.1)
г
де d
-
внутренний диаметр трубопровода м, Δ
-
величина выступов шероховатости, м
Для определения давления кислорода в конце трубопровода найдем по
л-
ную длину цехового трубопровода после контрольно
-
распределительного пункта до сужающегося участка перед рукавом по формуле:
(
5.2)
г
де
-
эквивалентная длина потерям в местных сопротивлениях
,
-
проектная длина трубопровода.
(5.3)
г
де -
потери в местных сопротивлениях,
-
внутренний диаметр трубопровода,
-
коэффициент сопротивления трения.
Местные сопротивления на этом участке
-
закругленные колена под у
г-
лом90
◦
, по [
10
] коэффи
циент местного сопротивления одного колена Т
огда
:
При изотермическом течении газа давление в конце трубопровода:
С
качано с http://ястудент.com
(5.4)
г
де
p
1
-
давление в начале трубопровода,
-
Плотность при нормальных условиях (н.у.),
-
расход О
2
при нормальных условиях
нм
3
/мин
,
R
-
газовая
постоянная
,
Дж/кг∙
◦
К,
T
-
температура, ° К, D
-
внутренний диаметр трубопровода, м, λ
тр
-
коэффициент сопротивления трения, -
полная длина цехового трубопровода
,
м -
плотность сжатого газа в трубопроводе:
Скорость течения кислорода в трубопроводе: (5.5)
г
де m
-
массовый расход кислорода, кг/с,
=
кг/с
-
плотность сжатого газа в трубопроводе,
F
-
площадь поперечного сечения трубопровода.
Определим режим течения газа.
Вязкость определим по формуле Сатерленда:
С
качано с http://ястудент.com
(5.6)
г
де
C
= 126
–
постоянная Саттерленда, зависит от рода газа Число Рейнольдса:
(5.7)
г
де -
w
-
скорость газа в трубопроводе, м/с,
d
-
внутренний диаметр трубопровода, м,
-
кинематический коэффициент вязкости
м
2
/с,
Толщина ламинарного подслоя :
м, м
, т.е. имеем зону квадратичного
сопротивления.
Давление при прохождении газа через сужающийся участок длиной
:
a
) конфузор
0,5
x
0,353 м,
;
б) прямой участок ;
в) конфузор 0,353
x
0,251 м,
.
Полная длина
данного участка трубопровода:
Тогда давление в конце этого участка составит:
С
качано с http://ястудент.com
Согласно [
19
] к
оэффициент сопротивления трения в сильфонах = 0,0055 0,100. Коэффициент сопротивления трения гибких шлангов при 5000 < Re
< 1,2
10
5
определяется по уравнению
А
/
Re
0,265
,
где А
= 0,38
0,62 (в зависимости от качества гибкого шланга).
0.62
/(
)
0,265
=0,029
Давление в конце гибкого шланга: ;
, коэффициент местных потерь при внезапном сужении ,
тогда ,
Давление в конце фурмы перед сильфонным компенсатором:
,
коэффициент местных потерь при внезапном расширении:
,
коэффиц
и-
ент местных потерь плавно изогнутого колена
,
.
Тогда Давление в конце сильфонного компенсатора: ,
, коэфф
и-
циент местных потерь при внезапном сужении: ,
Тогда П
лотность кислорода и скорость его истечения перед головкой фурмы:
кг/м
3
С
качано с http://ястудент.com
Температура торможения
:
(5.8)
где
Т
-
температура газа в трубопроводе,°К,
w
-
скорость газа в трубопроводе, м/с,
с
р
-
теплоемкость газа
,
кДж/кг∙°К
Аналитический способ расчета.
Параметры заторможенного потока Т
0
, р
0
, ρ
0
, критическая скорость звука w
кр
, плотность ρ
1
,
местная скорость звука а
1
:
(5.9)
г
де p
1
-
лавление в трубопроводе, Па,
Т
0
-
температура
торможения,°К,
Т
1
-
температура газа в трубопроводе,°К,
К
-
показатель адиабаты.
Те
мпература, плотность и давление в критическом сечении:
С
качано с http://ястудент.com
Проверка:
В головке фурмы 5 боковых сопел и одно центральное. Найдем полное давление перед входом в сопла, достаточное для проталкивания заданного ра
с-
хода кислорода из формулы:
,
(5.10)
гд
е ,(при )
,
-
общий расход, расходы через периферийные и це
н-
тральное сопл
а, площади критических сечений периферийных и центрального сопел и число перифе
рийных
сопел соответственно.
Тогда Температура и плотность в выходном сечении:
С
качано с http://ястудент.com
Скорость:
где
Число Маха:
Расчет с помощью таблиц газодинамических функций (ТГФ).
Статическое давление и плотность на входе в сопло.
В ТГФ находим
, откуда:
, откуда:
Параметры в критическом сечении.
При в ТГФ находим
С
качано с http://ястудент.com
Параметры в выходном сечении.
По приведенному давлению.
ТГФ находим приведенную температуру и плотность:
,
откуда ,
,
откуда .
Приведенная скорость и плотность тока
:
Скорость: По такой же методике произведем расчет для расходов кислорода : Полученные в результате расче
тов данные сведем в таблицу 6.1
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 5
.1 -
Результаты расчета течения кислорода в кислородопроводе для расходов: V
1
=1400м
3
/мин, V
2
=800м
3
/мин,V
3
=1100м
3
/мин,
V
4
=1300м
3
/мин:
нм
3
/мин
Степень нера
-
счетности, n
1400
1
,80132
23,6
5
31,034
5
6,684
1
,
7823
1
,
7806
1
,
6896
1
,
6153
1
,
6020
21,029
1,3361
294,212
1
,
2
800
1,20132
15,77
17,733
5,724
1
,
1920
1
,
1912
1
,
1471
1
,
1116
1
,
1053
14,509
1,3361
293,83
0
,
83
1100
1,60132
21,02
24,383
5,906
1
,
5881
1
,
5870
1
,
5243
1
,
4737
1
,
4647
19,227
1,3361
293,895
1
,11
1300
1,70132
22,33
28,816
6,57
1
,
6840
1
,
6824
1
,
5994
1
,
5318
1
,
5197
19,95
1,3361
294,162
1,137
Продолжение таблицы
5
.1
Па
17,45
298,74
705880
11,062
140,808
2,7675
528,397
1,76875
2,7675
0,99588
0,985655
1317013
0,98973
9,987
298,54
403075
6,331
165,04
2,361
484,148
1,62171
2,3372
0,997175
0,990148
755476
0
,99295
13,73
298,577
554293
8,704
150,715
2,586
510,478
1,7097
2,5787
0,99695
0,98937
1038080
0,99239
16,22
298,71
655364
10,283
143,803
2,71
523,12
1,75126
2,7054
0,99605
0,986237
1223483
0,99015
Продолжение таблицы
5
.1
кг
/
м
3
,
ТГФ
,
кг/с
17,36
245,176
245,176
11,186
705904
0,47856
140,8
0,075828
0,15844
2,779
5,739
9,917
244,858
244,8583
6,3312
403089
0
,561657
165,03
0,132793
0,23642
2,3612
3,279
13,626
244,913
244,913
8,704
554312
0,512798
150,7088
0,096565
0,188308
2,58547
4,50917
16,06
245,13458
245,13458
10,283
655386
0,488828
143,306
0,081673
0,167073
2,7099
5,32897
С
качано с http://ястудент.com
5.4
Расчет теплового потока воздействующего на наконечник фурмы
Особенностью теплообмена в системах охлаждения наконечников фурм является наличие значительных тепловых потоков. Плотность теплового потока может быть оценена по формуле
:
,
(5.1
1
)
где –
лучистый тепловой поток от реакционной зоны;
-
лучистый тепловой поток от футеровки ;
-
тепловой поток от конвекции конверторных газов.
Согласно работы [
15
], общий коэффициент теплопередачи находится по формуле
:
(5.
1
2
)
Коэффициент теплопередачи от реакционной зоны можно рассчитать по формуле
:
(5.
1
3
)
где –
произведение излучающей способности на размер реакцио
н-
ной зоны, определяемый по формуле
:
∬
;
где ;
.
Величина не превышает значение 1.5 Коэффициент теплопередачи от футеровки
,
согласно тому же источнику, вычисляем по формуле
:
(5.
1
4)
(
ﵯ
312,1
где -
степень черноты газов( СО).
Тепловой поток от конвекции газов в конверторе можно оценить по э
м-
пирической формуле
,
(5.
1
5)
С
качано с http://ястудент.com
где
-
теплопроводность СО;
Re
-
число Рейнольдса;
S
–
безразмерный коэффициент.
Однако, данной
величиной теплового потока можно пренебречь.
Суммарный тепловой поток при данной методике расчета не превышает 6 , что максимально приближенно к реальной плотности теплового пот
о-
ка на наконечник промышленного конвертера (4
-
5 Максимальный тепловой поток от реакционной зоны при попадании к
а-
пель металла (при условии непосредственного воздействия на наконечник фу
р-
мы и температуре горячих пятен до ℃
) можно найти по фор
муле
(5.
1
6)
(
ﵯ
,
где -
степень черноты наконечника;
-
постоянная Больцмана;
1) при истечении кислорода на номинальных дутьевых режимах; 2) на режимах схода кислорода (перерасширенных режимах) с отрывом потока от стенок сопла.
Рисунок
5.2
-
Характерные режимы верхнего дутья из наконечника ки
с-
лородной фурмы с эрозионным износом сопел и индуцированными потоками конвертерных газов в начале эксплуата
ции фурмы
С
качано с http://ястудент.com
Также следует учитывать локальный тепловой поток от конвекции ко
н-
вертерных газов воздействующий на кромку сопла, при отрыве потока кисл
о-
рода от стенок диффузора. Скорость газов может достигать 1500 м/с Согласно [
18, 20
], данный процесс возникает на перерасширенных
реж
и-
мах рисунок 5.2
(сход подачи кислорода).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от конвертерных газов
вдоль обр
а-
зующей расширяющейся части сопла (при наличии отрыва потока от стенок сопла и эрозионного износа) может быть рассчи
тан по формуле: (5.
1
7
)
ﯪ
ﯫ
(5.
1
8)
Тогда коэффициент теплоотдачи будет
ﯫ
(5.
19
)
где –
длина участка
Рассчитаем коэффициент теплоотдачи для =0,001 м, где воздействии данного теплового потока будет максимально.
Суммарная
максимальная плотность теплового потока на этом участке (без непосредственного воздействия на фурму капель металла) с учетом тепл
о-
отдачи конвекцией от конв
ертерных газов вдоль образующей расширяющейся части сопла может достигать 10
-
11.5 .
График зависимости коэффиц
и-
ента теплоотдачи конвертерных газов от их скорости
поострен на рисунке 5.4.
Это
приводит
к дальнейшему усилению отрыва потока и эрозионному
и
з-
носу сопла (рисунок
5.
3).
С
качано с http://ястудент.com
1) при истечении кислорода на номина
льных дутьевых режимах из сопел
2) на режимах схода кислорода с эрозионным износом и отрывом потока от стенок сопла
Рисунок 5.3
-
Характерные режимы верхнего ду
тья из наконечника ки
с-
лородной
фурмы с эрозионным износом сопел и индуцированными потоками конвертерных газо
в в процессе эксплуатации фурмы
Рисунок 5.
4 -
График зависимости коэффициента теплоотдачи конверте
р-
ных газов от их скорости
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
1500
1000
750
500
100
α
ω
, м/с
С
качано с http://ястудент.com
5.2 Расчет тепловой работы наконечника кислородной фурмы
При течении воды в шероховатых каналах теплообмен может быть оп
и-
сан с помощью полуэмпирической зависимости
ﯘ
√
,
(5.
2
0)
где
ﯗ
-
числа Нуссельта;
–
число Рейнольдса;
–
число Прандтля;
, –
теплопроводность, Вт/(м*К) ;
-
кинематическая вязкость(м
2
/с) воды;
-
коэффициент гидравлического трения, определяемый режимом теч
е-
ния
и величиной эквивалентной шероховатости теплоотдающей поверх
ности ∆
экв.
Коэффициент теплоотдачи при пузырьковом кипении в большом объме может быть определн по формуле В.М. Боришанского
,
(5.
2
1)
где
p
–
давление жидкости, МПа.
Первая критическая плотность теплового потока (переход на режим пл
-
ночного кипения) в условиях вынужденной конвекции и значительного нед
о-
грева жидкости может быть рассчитана по эмпирической зависимости, пол
у-
ченной для условий, максимально приближнных к системе охлаждения медн
о-
го наконечника кислородн
ой фурмы
̅
̅
̅
̅
,
( 5.
2
2)
где
-
плотность охлаждающей воды,кг/м
3
.
Температуру внутренней поверхности наконечника определяли с учтом зависимостей и уравнения теплоотдачи
[11]
{
̅
⁄
√
̅
⁄
(5.
2
3)
С
качано с http://ястудент.com
Для этого был составлен простейший алгоритм вычислений, предста
в-
ленный на рисунке 5.5
.
Рисунок 5.
5
-
П
ростейшая блок
-
схема вычислений температуры внутре
н-
ней стенки наконечника
При написании программы использовались такие проме
жуточные вычи
с-
ления ﯗ
ﯘ
(5.
2
4)
√
(
ﵰ
Производим расчет тепловой работы околосоплового участка наконечн
и-
ка кислородной фурмы с воздействием максимального теплового потока q
=11,5 С
качано с http://ястудент.com
МВт/ м
2
. Полученные результаты сведены в таблице 5.1. Строим зависимость температуры внутренней и наружной стенок от скорости охладителя (
рисунок 5.
6
)
Рисунок 5.
6
-
Зависимость температуры внутренней и наружной стенок от скорости охладителя при q
=11,5 МВт/ м
2
Производим расчет для q
=8,6 МВт/
м
2
.
Данная плотность теплового пот
о-
ка больше критической плотности
. Наблюдается переход на режим пленочного кипения. Результа
ты расчета сводим в таблицу 5
.2. По полученным данным п
о-
строен рисунок 5.
7
.
Рисунок 5.
7
-
Зависимость температуры внутренней и наружной стенок от скорости охладителя при q
=8,6 МВт/ м
2
0
500
1000
1500
2000
2500
6
5
4
3
2
1
0,5
0,1
Температура, º
С
Скорость, м/с
Тв
Тн
Ткр
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
6
5
4
3
2
1
0,5
0,1
Температура, º
С
Скорость, м/с
Тв
Тн
Ткр
С
качано с http://ястудент.com
Для сравнения эффективности тепловой работы при тепловом потоке меньшем, чем критический, были произведены расчеты при q
=5 МВт/ м
2
. П
о-
лученные результаты сведены в таблицу 5.3. По полученным данным построен рисунок 5.
8
.
Рисунок 5.
8
-
Зависимость темпера
туры внутренней и наружной стенок от скорости охладителя при q
=5 МВт/ м
2
5.
9
Технические решения для повышения стойкости наконечника к эр
о-
зионному износу
1) диапазон изменения скорости холодного воздуха;
2) диапазон изменения скорости конвертерных газов;
Рис
унок 5.
9 -
Влияние угла раствора сопла на скорость конвекции газов вдоль образующей с
опла на режиме работы с отрывом
6
5
4
3
2
1
0,5
0,1
Тн
173,1
174,8
177,3
181,6
190,1
215,7
267,0
686,5
Тв
41,5
43,2
45,7
50,0
58,5
84,1
135,4
554,9
0,0
200,0
400,0
600,0
800,0
1000,0
1200,0
1400,0
Температура, º
С
С
качано с http://ястудент.com
Как видно
на рисунке 5.9
, с увеличением раствора сопла, скорость ко
н-
верторных газов значительно уменьшается.
Для решения это
й задачи
, согласно [20], предложены конструкц
ии баз
о-
вого и опытного сопел, представленные на рисунке
5.
10
1 -
конфузор; 2
-
горло сопла; 3 -
диффузор
Рисунок
5.
10
-
Конструкции и
сопел
На основании приведенных расчетов и анализе известны
х публикаций по данной тематике, рассмотрим способы повышения стойкости наконечников кислородных фурм к эрозионному износу:
1)
Изменения раствора сопла, для уменьшения скорости конвекции г
а-
зов вдоль образующей сопла на режиме работы с отрывом.
Данный вопрос ра
с-
сматривается в работе [
20
]. Зависимость скорости газов от угла раствора пре
д-
ставлена на рис. 5.
9
2)
Уменьшение времени воздействия конверторных газов в период схода кислорода из фурмы и время выхода на номинальный дутьевой режим при подаче д
утья.
3)
Изменения скорости охладителя вдоль внутренней поверхности о
б-
разующей сопла. Согласно приведенным расчетам, при скорости охлаждающей воды меньшей 0,5 м/с может происходить оплавление
Анализ тепловой работы наконечника фурмы позволил установить, что п
ри разработке многосопловой фурмы с учетом данных решений можно пов
ы-
сить стойкость наконечника в 1,5 -
2 раза.
С
качано с http://ястудент.com
6
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
КОТЛА
-
УТИЛИЗАТОРА
-
ОХЛАДИТЕЛЯ КОНВЕРТЕРНЫХ ГАЗОВ ОКГ
-
400
6
.1 Назначение и техническая характеристика ОКГ
-
400
В конвертерном цехе работают два конвертера мощностью 350 тн, вв
е-
денные в эксплуатацию в 1977 г. Над конвертером на площадке цеха устано
в-
лены котлы
-
охладители ОКГ
-
400 конструкции Белгородского завода «Энерг
о-
маш».
Котел
-
охладитель конвертерных газов типа ОКГ
-
400 предназна
чен для охлаждения высокотемпературных сильно запыленных газов, поступающих в процессе плавки из конвертера в установку газоочистки. Основной особенн
о-
стью работы охладителя является цикличность поступления конвертерных г
а-
зов и, как следствие, резкопеременн
ая тепловая нагрузка. Тепловосприятие охладителя в процессе плавки, которая длится 40…45 минут (в том числе пр
о-
дувка 15…20 минут) изменяется от нуля в межпродувочный период до макс
и-
мума в момент продувки и снова до нуля при прекращении продувки. Такой хара
ктер изменения тепловосприятия вызывает значительные колебания давл
е-
ния, резкие изменения расхода пара на котле, резкое «набухание» уровня воды в барабане охладителя в начале и его падение в конце продувки. По условиям взрывобезопасности и санитарным требо
ваниям газоход котла должен быть г
а-
зоплотным. Охладитель ОКГ
-
400 рассчитан на два основных режима работы:
а) Режим без дожигания конвертерных газов; в этом режиме максимальное к
о-
личество газов, выделяющихся из конвертеров, составляет 330*10
3
м
3
/час, те
м-
пе
ратура газа 1650
С; в данном режиме котел охладитель воспринимает ч
а-
стично химическое тепло газов, соответствующее коэффициенту избытка во
з-
духа =0,11.
b
) Режим с полным дожиганием конвертерных газов; в этом режиме количество выделяющихся из конвертерных г
азов составляет по расчету 100*10
3
м
3
/час, температура газа 1650
С; в данном режиме котел охладитель воспринимает ч
а-
стично химическое тепло газов, соответствующее коэффициенту избытка во
з-
духа =0,13.
с) Основной режим работы, применяемый в настоящее время,
является отвод газов с частичным дожиганием окиси углерода. При этом режиме количество выделяющихся конвертерных газов составляет (125
-
135)*10
3
м
3
/час при коэ
ф-
фициенте избытка воздуха =0,35
-
0,40. Установка охладителя конвертерных газов находится в тесной
связи с технологическим оборудованием, и режим р
а-
боты его полностью зависит от технологического режима производства стали в
конвертерном цехе.
С
качано с http://ястудент.com
Тепловая схема установки ОКГ
-
400 Вырабатываемый котлами
-
охладителя
ми насыщенный пар с давлением 2…4
Мпа по паро
проводу ø 400 мм поступает в два общецеховых коллектора и далее основной поток поступает в шесть аккумуляторов РУТСа энергоблока и через редукционные клапаны, где давление его снижается до 2 Мпа, поступает в первичный контур пароперегревателя. Выработанный
в пароперегревателях вторичный пар поступает в заводскую сеть с давлением 0,
6…
0,7 МПа
и на со
б-
ственные нужды цеха. Первичный пар конденсируется и конденсат с давлени
ем 2 Мпа поступ
а-
ет в деаэрационно
-
питательную установку ДСА
-
150, туда же поступает конде
н-
сат от испарителей. Питательная вода из
деаэрационно
-
питательной установки питательными насосами ПЭ
-
150*53 подается в барабан котла ОКГ
-
400.
Таким образом, тепловой схемой предусмотрен замкнутый контур пит
а-
ния котла в чистом конденсатном режиме
: котел
-
энергоблок
-
котел
Принципиальная схема установки котла и газоотводящего тракта.
Весь газоотводящий тракт состоится из следующих узлов: конвертер;
охладитель конвертерных газов;газоочистка;нагнетатель; свеча с дожигающим устройством.Котел устанавливается между конвертером и газоочисткой Газ
о-
очистка устанавливается по ходу газов после котла
-
охладителя и служит для мокрой очистки конвертерных газов до санитарных норм и охлаждения их п
е-
ред поступлением в нагреватель до t
-
60
С.Газоочистка состоит из двух сту
п
е-
ней пылеулавливания –
труб Вентури, а также каплеуловителя с лопастным з
а-
вихрителем. Труба Вентури первой ступени обеспечивает очитку конвертерных газов до санитарных норм и поддерживает с помощью системы авторегулир
о-
вания заданное давление входа и выход
а дымовых газов в кессон котла охлад
и-
теля. Газоочистки размещаются в главном здании цеха выше отм. 31,4 м.
Транспортирование дымовых газов по тракту обеспечивается центробе
ж-
ным нагнетателем Н
-
8500
-
11
-
1 с синхронным двухскоростным двигателем п
е-
ременного то
ка.
Нагнетатели расположены в отдельно стоящем здании дым
о-
сосного отделения. Каждый нагнетатель устанавливается в изолированном п
о-
мещении машзала, категории взрывобезопасности В
-
1а. Свечи с дожигающим устройством предназначены для выбросов в бе
з-
опасную зо
ну (высота свечи 100 м) конвертерных газов. Отсутствие окиси у
г-
лерода в выбрасываемых газах достигается его снижением в дожигающем устройстве. Дожигающее устройство состоит из четырех отводов, в каждом из которых установлено многотрубное сопло, выполненное
из 120 труб ø 108 мм, а также устанавливаются запальные горелки на природном газе с огневой эстаф
е-
той открытой передачи огня для дожигания горелок, во время продувки ко
н-
вертера. В аварийных случаях, для снижения опасности взрыва и для гашения С
качано с http://ястудент.com
факела, в ст
вол печи подается пар или азот. Свеча располагается рядом со зд
а-
нием дымососной, газоотводящие тракты обоих конвертером идентичны. Характеристика конвертерного газа.
При продувке конвертера кислородом в котел
-
охладитель направляется конвертерный газ. К
оличество, состав и температура его зависит от расхода, технологии плавки и меняется в течение плавки в широких пределах. В таблице 6.
1 приведены основные характеристики в период его максимального газов
ы-
деления из конвертера.
Таблица 6
.1 -
основные характ
еристики конвертерного газа
Наименование величины
Единица измерения
Значение велич
и-
ны
Элементарный состав:
СО
СО
2
%
90
10
Плотность
кг/м
2
1,3
Температура газов на выходе из конвертера
С
1650
Теплота сгорания
конвертерного газа с уч
е-
том физического тепла
кДж/м
3
14389
Содержание пыли в газах
г/м
3
180…200
У
стройство охладителя конвертерных газов
Котел
-
охладитель ОКГ
-
400 –
вертикально
-
водотрубный с многократной принудительной циркуляцией. Конструктивные и расчетные тепловые характ
е-
ристик
и котла приведены в таблицах 6.2, 6
.3
.
Охладитель конвертерных газов представляет собой радиационный Г
-
образный барабанный котел, выполненный из газоплотных мембранных пан
е-
лей
Конструктивно охладитель ОКГ
-
400 состоит из след
ующих элементов: кессон; защитный экран;стационарный газоход; съемная крышка;муфта; ке
с-
сончики (фурменный и сыпучих); барабан
-
сепаратор;
трубопроводы.
Конструктивные характеристики котла
-
охладителя ОКГ
-
400
приведены в таблице
6
.
2
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 6
.
2 -
Конструктивные ОКГ
-
400
Наименование величины
Размерность
Значение в
е-
личины
Поверхность нагрева
Кессон
м
2
406
2 Стационарный газоход
м
2
715
3 Защитный экран
м
2
50
4 Муфта
м
2
75
5 Крышка
м
2
23,5
6 Кессончики сыпучих и фурменный
м
2
51
Диаметры труб/шайб
7 Кессона
мм/мм
8 Стационарного газохода, крышки
мм/мм
9 Защитного экрана; муфты
мм
10 Кессончиков
мм
11 Наружный диаметр и толщина стенки бар
а-
бана
мм
12 Длина барабана
мм
13 Водяной объем барабана
м
3
158
14 Паровой объем барабана
м
3
53
Диаметры/количество дроссельных шайб
Кессона
мм/шт
16 Групповых шайб кессона
мм/шт
17 Стационарного газохода
мм/шт
18 Групповых шайб потолочной панели стац. газохода
мм/шт
19Групповых шайб правой и левой боковых панелей стационарного газохода (3
й и 4
й секции коллектора)
мм/шт
Кессон –
нижняя часть котла
-
охладителя, расположенная над горловиной конвертера, представляет собой четырехгранник со сторонами 4800*4850 мм, изготовленный из панелей труб ø 57*5 мм с шагом между трубами 75 мм. Тр
у-
бы соединены между собой вварными стальным
и полосами 18*5 мм для прид
а-
ния кессону газоплотности. Трубы и полосы изготовлены из материала –
сталь 20. Кессон имеет четыре циркуляционных контура
.
В связи с подачей кислорода через фурму по оси конвертера, кессон имеет наклонную часть под углом 40
к вертикали с соответствующим окном для прохода кислородной фурмы. Кроме того, на фронтовой и задней панелях нижней части кессона предусмотрены два окна для ввода в конвертер сыпучих материалов. Кессон на отм. +27 м через опорную конструкцию устанавливает
ся на тележке, которая при работах по з
а-
мене кессона может перемещаться в сторону. Опорная конструкция состоит из С
качано с http://ястудент.com
балки и опорного пояса (из труб) для охлаждения балки и служит для фиксир
о-
вания кессона. Опорный пояс к панелям кессона приварен косынками и с
в
о-
бодно опирается через скользящие опоры на балки опорной конструкции.
По высоте кессона через каждые 1800 мм установлены пояса жесткости, выполненные из двутавра № 20. Экраны кессона, фурменный и сыпучих –
ч
а-
стично дренируются. Площадка обслуживания кесс
она размещается на тележке кессона. Входные коллекторы кессона изготовлены из труб ø 219*16 мм, выхо
д-
ные –
ø 173*20 мм. Во входные коллектора устанавливаются индивидуальные фильтры с дроссельными шайбами ø 14 мм. Верхней частью кессон примыкает к низу стационарного газохода.
Т
епловые характеристики котл
а
-
охладителя ОКГ
-
400 в режиме максимальной паропроизводительности
приведены в таблице
6
.3
Т
аблица 6
.
3 -
Т
епловые характеристики ОКГ
-
400
в режи
ме максимальной паропроизводительности
Наименование величины
Размерность
Значение при режиме работы с частичным д
о-
жиганием ко
н-
вертерных газов
1 Рабочее давление в барабане
МПа
2…4
2 Паропроизводительность
т/ч
0…300
3 Состояние пара
насыщенный
4Кол
во газов, выходящих из конвертера
м
3
/ч
(125…135)*10
3
5 Коэффициент избытка воздуха
0,33…0,40
6Количество газов, проходящих через охладитель
м
3
/ч
3
7Температура газов на выходе из охл
а-
дителя
С
8Температура питательной воды
С
9Тепловая нагрузка поверхности нагрева кессона
††††††
стац. газохода
кВт
/м
2
кВт
/м
2
372
,44
93,11
Для защиты нижних коллекторов от излучения конвертера и от возмо
ж-
ных выбросов металла кессон оборудован защитным экраном. Защитный экран обеспечивает газоплотность между муфтой и кессоном посредством песочного затвора; это кольцевая трубная панель, выполненная из труб ø 57*5 мм.
Стационарный газоход имеет Г
-
образную компоновку; представляет с
о-
бой четырехгранник со сторонами 4800*4850 мм, выполненный из труб ø 38*5 мм, материал –
сталь 20, с шагом между трубами 50 мм. Между собой трубы С
качано с http://ястудент.com
соединены стальными полосами 12*5 мм, чем обеспечивается газоплотность газохода. Газоход разбит на 5 параллельных циркуляционных контуров (стены г
а-
зохода –
фронтовая, боковая правая, боковая левая, задняя, у
гловая
с целью контроля за расходами воды в период эксплуатации и облегчения ремонтных работ. По высоте газохода с шагом 2400 мм расположены пояса жесткости из двутавра 24.
Подъемный газоход фиксируется в проектное положение двумя напра
в-
ляющими скользящим
и опорами, установленными в цеховые металлоконстру
к-
ции на отм. 44700 и 56100 мм На отм. 59700 мм двумя опорами подъемный и опускной газоход установлен на цеховые конструкции: опора подъемного –
н
е-
подвижна; опора опускного –
лежит свободно и может горизонта
льно скользить вместе с опускным газоходом при расширении переходной части газохода Соединение стационарного газохода с кессоном производится путем приварки полос в вертикальной плоскости по всему периметру соответственно, в нижней части стационарного газ
охода и в верхней части кессона. Внутри зазор между кессоном и стационарным газоходом уплотняется
ватой каолиновой с соблюд
е-
нием температурных расширений поверхностей нагрева кессона и стациона
р-
ного газохода, а снаружи уплотняется шамотным кирпичом.
Во вх
одных коллекторах ø 219*16 мм устанавливаются индивидуальные фильтры с дроссельными шайбами –
ø 10 мм. В потолке над подземным газох
о-
дом предусмотрен проем размером 4800*4800 мм, предназначенный для ввода ремонтной люльки. Проем закрепляется крышкой.
Крышка включена в отдельный циркуляционный контур котла и в период осмотров и ремонтов охладителя крышка снимается, освобождая доступ к газ
о-
ходу сверху.
Крышка состоит из трубчатой мембранной панели, выполненной в виде 24
-
х заходного змеевика из труб ø 38
*5 мм с шагом 50 мм и каркаса. Крышка газоплотная, между крышкой и стационарным газоходом газоплотность обе
с-
печивается с помощью каолиновой ваты. Коллекторы крышки выполнены из труб ø 219*6 мм. Циркуляционные трубопроводы соединены с крышкой на фланцах. М
уфта котла используется в качестве буферной емкости, заполненной при продувке конвертера некоторым объемом неподвижного горячего газа. И
з-
менение этого объема в муфте характеризует колебания количества, температ
у-
ры и состава газа, выходящего из конвертера. Назначение подвижной муфты –
компенсация кратковременного изменения выхода конвертерных газов, на к
о-
торые не может реагировать система автоматического регулирования тяги.
Муфта представляет собой цилиндрическую поверхность ø 9150 мм, в
ы-
полненную из труб ø
57*5 мм с шагом 75 мм. Высота муфты 2400 мм. Газ
о-
плотность муфты достигается путем приварки между трубами полос размером С
качано с http://ястудент.com
18*5 мм. Верхняя часть муфты представляет собой горизонтальный потолок, выполненный в виде кольца из труб ø 57*5 мм с шагом 100 мм. По
наружному диаметру кольцо приваривается к цилиндрической части муфты. По внутре
н-
нему диаметру (8200 мм) приваривается нож песочного затвора, выполненного из труб ø 38*5 мм с приваренной к ним полосой. Жесткость соединения пото
л-
ка с цилиндрической частью о
существляется с помощью косынок и ребер. В процессе работы муфта перемещается по вертикали на 1500 мм с помощью электромеханического привода. В опущенном положении муфта находится во время продувки конверт
е-
ра, в поднятом –
в межпродувочный период. Муфта охлаждается технической водой; подвод и отвод воды осуществляется с помощью гибких металлорук
а-
вов. Газоплотность муфты с кессоном достигается с помощью песочного затв
о-
ра.
Кессончики (фурменный и сыпучих)
Узел пропуска кислородной фурмы расположен на накл
онной части л
е-
вой панели кессона, где имеется окно для прохода фурмы. Над отверстием, о
б-
разованным разведенными трубами кессона, устанавливается фурменный ке
с-
сончик, выполненный в виде круговой обечайки экранированной змеевиком из труб ø 32*3 мм по всей по
верхности обечайки. Диаметр фурменного кессонч
и-
ка –
1348 мм. Поверхность нагрева фурменного кессончика включена в систему циркуляции котла.
Во избежание выбивания пламени и подсоса воздуха в период продувки конвертера в верхней части фурменный кессончик и
меет приспособление для установки кольца с перфорированной трубой, в которую подается азот. Кессо
н-
чики сыпучих аналогичной конструкции с фурменным кессончиком и отлич
а-
ются диаметром обечайки. Устанавливаются кессончики сыпучих на фронтовой и задней панел
ях кессона, они также оборудованы приспособлением, обеспечивающем газопло
т-
ность котла.
К наружному фланцу каждого кессончика подключаются течки сыпучих материалов для подачи их в конвертер в процессе плавки.
Барабан
-
сепаратор установлен на цеховых металл
оконструкциях на отм. 63000 мм.Наружный диаметр барабана –
3112 мм, длина барабана –
18200 мм, толщина стенки барабана –
56 мм, водяной объем –
158 м
3
. Для осмотра вну
т-
рибарабанных устройств, с торцов барабана расположены два лаза, которые з
а-
крываются люка
ми, установленными на специальных шарнирах. Сепарацио
н-
ное устройство состоит из двух жалюзийно
-
дроссельных станок, установле
н-
ных с левой и правой сторон от оси барабана. В жалюзийно
-
дроссельных ста
н-
ках происходит первичная сепарация пароводяной смеси, пост
упающей в бар
а-
бан по пароотводящим трубам. Для дробления струй и изменения направления потока с внутренней стороны барабана к обечайкам приварены отбойные к
о-
С
качано с http://ястудент.com
зырьки. Вторичная сепарация пара осуществляется потолочной жалюзийной сепарацией. Отсепарированная вода собирается в корыте, установленном под потолочным жалюзи и из корыта по сливным трубам отводится в водяной об
ъ-
ем барабана. По вертикальной оси барабана в нижней части расположена для подвода питательной воды. Над питательной трубой расположена труба
ввода фосфата. В месте наибольшего солесодержания котловой воды расположена труба непрерывной продувки. Труба аварийного слива выходит через жалюзийно
-
дроссельную стенку. За жалюзийно
-
дроссельную стенку выведены штуцера в
о-
доуказательных приборов. Девя
ть штуцеров для опускных труб расположены в самой нижней части барабана. На входе котловой воды в трубах установлены решетки. Ниже от оси барабана на 600 мм расположен помост для обслуживания сепарационного устройства.
Схема циркуляции воды котла ОКГ
-
400
Котловая вода по девяти опускным трубам ø 273*10 мм поступает из б
а-
рабана в коллектор ø 400 мм, откуда четырьмя трубами ø 377*13 мм подается к циркуляционным насосам, которые расположены в специальном помещении на отм. 0.000 м
. В качестве циркуляционного
насоса установлены центробежные насосы типа 1НКУ 630/80 в количестве 10 шт. (восемь в работе, два в резерве). От насосов по девяти трубам ø 273*10 мм вода поступает в распределительный коллектор ø 400 мм, откуда восемью трубами на восемь шламоотделителей.
После шламоотделителей вода по трубам ø 273*10 мм поступает к ра
с-
пределительному коллектору ø 400 мм. После коллектора циркуляционная вода распределяется на поверхности нагрева.
К поверхности нагрева кессона вода подается одной трубой ø 377*13 мм, от ко
торой из труб ø 219*9 мм непосредственно к коллекторам панелей кессона вода подается по двум трубам ø 159*7 мм. Для обеспечения надежности цирк
у-
ляции установлены групповые дроссельные шайбы ø 110 мм. Для контроля за расходами воды на трубе ø 377*13 мм уста
новлена измерительная диафрагма. Заданный расход воды на кессон производится задвижкой.
С
качано с http://ястудент.com
6.2 Назначение и принцип работы энергоблока
Технологическое оборудование энергоблока имеет следующее назнач
е-
ние: обеспечение кратковременной аккумуляции и использования насыщенного пара, полученного в котлах
-
охладителях ОКГ
-
400 и от стороннего источника, на собственные нужды цеха и заводскими потребителями; получение конденс
а-
та греющего пара на паропреобразовательной (ППУ) и дистиллятора вторичн
о-
го пара на и
спарительной (ИУ) установках, деаэрация этих потоков и подача для питания котлов ОКГ
-
400; использование тепла и воды, сбрасываемой из ОКГ
-
400 и аккумуляторов РУТС, а при аварийных переполнениях и опорожн
е-
ния; использование тепла и воды продувок котлов, а т
акже тепла продувок ППУ и ИУ; обеспечение бойлерной установки греющим паром и использование конденсата после бойлеров в системе питания энергоустановок цеха; пригото
в-
ление питательной воды для паропреобразователей, испарителей и подпитки теплосети;
дозиров
ание реагентов для коррекции водно
-
химического режима котлов ОКГ
-
400, ППУ и ИУ. Для выполнения этих задач на энергоблоке установлено основное и всп
о-
могательное оборудование. Техническая характеристика и конкретное назнач
е-
ние каждого указана в таблице 7.1
Таблица 6.4 -
Техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования. Наименование оборудования
Кол
-
во
Завод изгот
о-
витель
Назначение
1
2
3
4
Аккумуляторы РУТС, а полным объемом V
=120 м
3
(каждый) и давлением Р=4 МПа
6
ТКЗ
Аккумулируют пар
в количестве до 9 т/плавка
для изготовления в межплавочный период
Баки опорожн
е-
ния котлов объ
е-
мом V
=120 м
3
2
ТКЗ
Сбор вод опорожнения и продувок котлов ОКГ
-
400 и конденсата бойлерной установки С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.4
1
2
3
4
РУ 40/20 прои
з-
водитель
-
ностью 60 т/ч каждая
3
ТКЗ
Снижает давление пара
котлов для возможности использ
о-
вания его на ППУ и ИУ
Паропреобраз
о-
ватель П
-
870 с поверхностью греющей секции 870 м
2
и рабочим давлением 1,8 МПа
4
ТКЗ
Получение конденсата греющего пара для питания
ОКГ
-
400 и вторичного пара для потребителей
Испаритель И
-
600 с поверхн
о-
стью греющей секции 600 м
2
1
ТКЗ
Выработка дистиллята для питания котлов ОКГ
-
400
и обеспечения греющим
паром деаэрационных установок Теплообменники конденсата типа (500
-
7П25М
-
1) 25Г6К2
5
Бугульм.
Охлаждение конденсата ППУ, нагрев химочищенной воды
Деаэраторы пит
а-
тельной воды котлов ОКГ
-
400 с колонкой ДА
-
150
2
ТКЗ
Удаление кислорода из питательной воды котлов
Дополнительные аккумуляторные баки деаэраторов котлов объемом 75 м
3
каждый
2
ТКЗ
Создание необходимого
запаса питательной воды
при пиковом потреблении
Деаэраторы пит
а-
тельной воды ППУ и ИУ с к
о-
лонной ДА
-
200 и объемом аккум
у-
ляторного бака 75 м
3
2
ТКЗ
Удаление кислорода из питательной воды ППУ и ИУ и подпиточной воды теплос
е-
тей
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.4
1
2
3
4
Сепаратор непр
е-
рывной продувки объемом 1,5 м
3
каждый, давлен
и-
ем 0,8 МПа
3
ТКЗ
Сепарация пара второго вскипания при уменьшении давления воды
Редукционная установка РУ 12/6
2
ТКЗ
Снижение давления пара ИУ
Редукционная установка РУ 12/3
2
ТКЗ
Снижение давления пара перед деаэратором
Гидравлические мешалки объемом 2 м
3
с насосами
-
дозаторами НД
-
60 4
ТКЗ
Для приготовления растворов ко
р-
ректирующих реагентов (аммиак, трилон Б) в зависимости от необходимости
Насосы питател
ь-
ные котловОКГ
-
400 типа ПЭ
-
150
-
56
производитель
-
ностью 150 т/ч
напором 5,6 МПа 6
Сумской завод
Подача питательной воды в котлы ОКГ
-
400
Насосы питател
ь-
ные ППУ и ИУ типа ЦНСГ 60
-
198 производ
и-
тель
-
ностью 60 т/ч,
напором 1,98 МПа
4
Ясногоровский завод
Подача питательной воды на ППУ и ИУ
С
качано с http://ястудент.com
Принцип работы энергоблока в (настоящее время)
Насыщенный пар котлов
-
охладителей (ОКГ
-
400) (1) давлением 2,0
-
4,0 МПа поступает в аккумуляторы РУТСа (2). После аккумуляторов пар на 3
-
х установках РУ 40/20 (3) редуцируется до давления 2,0 МПа и поступает в пе
р-
вичный контур паропреобразователей (4), где конденсируется, отдавая тепло конденсации для
получения вторичного пара давлением 0,8
-
1,2 МПа. Конде
н-
сат греющего пара с давлением 2,0 МПа проходит через теплообменники (6), где охлаждается до температуры 95
С, отдавая тепло питательной воде ППУ и ИУ и вводится в колонки деаэраторов котлов ОКГ
-
400 (8).
Вторичный пар используется в качестве греющего для испарителей и бойлеров, остаток пара направляется в заводской паропровод давлением 0,8 МПа.
Конденсат греющего пара ИУ(14) направляется в ДПУ котлов ОКГ
-
400, туда же поступает и конденсат бойлерной установки.
Химочищенная вода к деаэраторам ППУ и ИУ(8) подается от химвод
о-
очистки № 2 теплосилового цеха с температурой 70
С. В энергоблоке химоч
и-
щенная вода предварительно подогревается до t
= 80
-
90
С в -
й группе тепл
о-
обменников(6) охлаждения основного потока конденсата паропреобразователей и поступает в деаэрационно
-
питательную установку (ДПУ)(8) паропреобраз
о-
вателей и испарителей. В ДПУ питательная вода додеаэрируется при t
= 104
С и питательными насосами ППУ подается
во вторичный контур паропреобраз
ователя. Здесь она испаряется за счет тепла греющего пара. Для предупреждения углекислотной коррозии пароводяного тракта предусмотрена обработка питательной воды раствором аммиака установкой амминирования.
Оборудование энергоблока может эксплуатироваться
как при постоянной работе конвертеров, так и при их длительных технологических простоях.
При работе конвертеров в рабочем режиме должны находиться 6 аккум
у-
ляторов РУТСа, 3 РУ 40/20, 4 паропреобразователя, 5 теплообменников, 2 и
с-
парителя, ДПУ котлов и ДП
У испарителей.
При длительных технологических остановках конвертеров, а также сн
и-
жении частоты плавок ниже 1 плавки в час энергоблок должен обеспечиваться паром от ТЭЦ в количестве 10
-
20 т/ч давлением не ниже 1,2 МПа. В этом сл
у-
чае все перечисленное выше оборудование должно находиться в работе. В г
о-
рячий резерв могут быть переведены 2 РУ 40/20, а также 3 паропреобразоват
е-
ля.
Принцип работы энергоблока (Проектный)
С
качано с http://ястудент.com
Насыщенный пар котлов
-
охладителей (ОКГ
-
400)(1) давлением 2,0
-
4,0 МПа поступает в аккумуляторы
РУТСа (2). После аккумуляторов пар на 3
-
х установках РУ 40/20(3) редуцируется до давления 2,0 Мпа.
Незначительная часть пара после редукционной установки подается в паровые пароперегреватели(5), в которых он перегревает насыщенный вторичный пар давлением 0,8
-
1,2 Мпа, поступающий от паропреобразователей(4), до темпер
а-
туры 200
-
210 С. Конденсат греющего пара паровых пароперегревателей
с да
в-
лением 2,0 МПа проходит через теплообменники(6,7), где охлаждается
пит
а-
тельной водой и вводится в колонки деаэраторов ко
тлов ОКГ
-
400.
Основной поток пара давлением 2 Мпа поступает в первичный контур паропреобразователей, где конденсируется, отдавая тепло конденсации для п
о-
лучения вторичного пара давлением 0,8
-
1,2 МПа. Конденсат греющего пара с давлением 2,0 МПа проходит чер
ез теплообменники(6), где охлаждается до температуры
95
С, отдавая тепло питательной воде ППУ и ИУ и вводится в к
о-
лонки деаэраторов котлов ОКГ
-
400(8). Вторичный пар используется в качестве греющего для испарителей и бойлеров, остаток пара направляется в за
водской паропровод давлением 0,8 МПа.
Конденсат греющего пара ИУ(14) направляется в ДПУ котлов ОКГ
-
400 для восполнения потерь в контуре ОКГ, туда же поступает и конденсат бойле
р-
ной установки.
Химочищенная вода к деаэраторам ППУ и ИУ(10) подается от химво
д
о-
очистки № 2 теплосилового цеха с температурой 70
С.
В энергоблоке химочищенная вода предварительно подогревается до t
= 80
-
90
С в -
й группе теплообменников (6)охлаждения основного потока ко
н-
денсата паропреобразователей и поступает в деаэрационно
-
питате
льную уст
а-
новку (ДПУ) паропреобразователей и испарителей. В ДПУ питательная вода додеаэрируется при t
= 104
С и питательными насосами ППУ подается во вторую группу теплообменников охлаждения ко
н-
денсата ППУ(7), где подогревается до
t
= 160÷170
С и поступ
ает во вторичный контур паропреобразователя. Здесь она испаряется за счет тепла греющего пара. Полученный пар давлением 1,2 Мпа направляется к паровым пароперегревателем, где он незначительно пер
е-
гревается за счет тепла первичного пара, а затем на смешиваю
щую устано
в-
ку(12), где его температура увеличивается на 30÷40 С за счет смешивания с перегретым паром (Р=1,2 Мпа, t
= 350÷400
С)
,
поступающим от ТЭЦ через р
е-
дукционную установку.
После смесителя часть пара через редукционные установки
на собственные нужды
, а остальной пар –
к заводским потребителям.
С
качано с http://ястудент.com
6
.3
Т
епловой расчет
ОКГ
-
400
Расчет ОКГ
-
400 производился на основе методики для расчета котельных агрегатов, изложенной в 5
. Однако, указанная методика не учитывает спец
и-
фику работы котла
-
охладителя на конвертерных газах. Поэтому, в связи с в
ы-
сокой запыленностью конвертерных газов, при расчете использовались коэ
ф-
фициенты не для газового, а для угольного топлива. Конструктивные размеры ОКГ
-
400, имеющихся в ККЦ ОАО «МК Азовсталь», взяты из технической д
о-
ку
ментации.
Расчет приведен в табличной форме.
В таблице 6
.
5
представлены результаты теплового расчета
Таблица
6
.
5
-
Р
езультаты теплового расчета
Наименование величин
Обозн
а-
чение Размер
ность
Величина
Основное время
продувки
Величина
Начало
продувки
4
5
1 Паропроизводительность
т/час
ﰱ
2 Давление в
барабане котла
Р
б
МПа
3 Температура
питательной воды
п.в.
◦С
4 Топливо
Конвертерный газ
5 Расход газов через горловину конвертера
В
нм
3
/час
нм
3
/с
ﰹ
6 Располагаемое тепло ко
н-
вертерных газов кДж/нм
3
4421,78
3757,46
7 Теоретически необход
и-
мое количество воздуха
◦
нм
3
/ нм
3
2,14
2,14
8 Коэффициент избытка воздуха в топке
α
†
ﰴ
9 Потеря тепла с уходящими газами
2
%
24,331
14,824
10 Потеря тепла в окружающую среду
5
%
1,5
1,5
11 Количество тепла,
воспринятое в кессоне к
кДж/нм
3
2028,96
2513,1
12 Количество тепла, воспринятое газоходом
г
кДж/нм
3
1246,164
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.
5
1
2
3
4
5
13 К.П.Д. котлоагрегата
η
14 Объем кессона
к
м
3
432
432
15 Полная
лучевоспринимающая п
о-
верхность кессона
Н
л.к.
м
2
320
320
16 Полная лучевосприн
и-
мающая поверхность газ
о-
хода
Н
л.г.
м
2
740
740
17 Теоретическая темпер
а-
тура горения
ϑ
а
◦С
18 Температура газов на
выходе из кессона
ϑ
л
к
◦С
19 Температура уходящих газов
ϑ
у
◦С
ﰵ
20 Скорость газов
в газоходе Ŵ
м/с
ﰰ
21 Коэффициент теплопередачи излучением в газоходе
α
Л
Вт
/м
2
◦
ﰷ
22 Коэффициент теплопередачи конвекцией в газоходе
α
к
Вт
/м
2
◦
10,5
23 Тепловая нагрузка луч
е-
воспринимающей поверхности кессона
к
кВт
/м
2
256,24
26,65
24 Тепловая нагрузка поверхности нагрева газох
о-
да
г
кВт
/м
2
79,966
25 Видимое напряжение объема газохода
кВт
/м
3
485,
6
26 Теплонапряжение
поперечного сечения топки
кВт
/м
2
9011,01
643
Исходные данные для расчета представлны в таблице 6.6
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 6
.
6
-
Исходные данные
для расчета
1 Наименование величин
Обозна
че
ние
Разме
р
ность
Формула или обоснование
Величина Основное в
ремя
продувки
Величина
Начало
продувки
2 Расход газа через горловину В
нм
3
/
с
Из расчета
ﰹ
3 Температура г
а-
зов на выходе из конвертера
ϑ`
††
Из расчета
4 Состав газов на выходе из конве
р-
тера
СО
††
СО
2
H
2
O
N
2
%
Из расчета
擄
ﰱ
5 Запыленность газов на выходе из конвертера
††††
г /нм
3
Принимаем
6 Коэффициент избытка воздуха
††
Принимаем
ﰴ
ﰰ
Температура х
о-
лодного воздуха
Принимаем
Давление в бар
а-
бане котла
Р
б
МПа
Принимаем
9 Температура п
и-
тательной воды
и ее энтальпия
††
†
†††††
†††††††
кДж
кг
Принимаем
Табл
︠
ﰳ
ﰳ
Температура насыщения
††††††††
Табл
︠
11 Энтальпия воды при температуре насыщения
кДж
кг
Табл
︠
ﰷ
ﰷ
12 Энтальпия
пара при температуре насыщения
кДж
кг
Табл
︠
ﰸ
ﰸ
Скрытая тепл
о-
та парообразов
а-
ния
кДж
кг
Табл
︠
ﰲ
ﰲ
Характеристика газов в охладителе представлена в таблице 6
.
7
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 6
.
7
-
Х
арактеристика газов в охладителе
1
2
3
4
5
6
1 Объем г
а-
зов
при
гор
е-
нии
В
``
нм
3
/
час
нм
3
/
с
α∙B`
ﰴ
∙1
ﴠ
0,0476∙
ﰹ
ﴶ
ﰱ
2 Теорети
ческ
ое
кол
и-
чество возд
у-
ха
V◦
нм
3
/ нм
3
0,0238∙СО
0,0238∙90
ﴠ
0,0238∙2=
ﰰ
Теорети
ческий Объем
азота
N2
нм
3
/ нм
3
0,79∙ V◦
0,79∙ 2,14
ﴱﰶ
0,79∙0,0476
ﴰﰰ
4 Объем 3
х
атомных г
а-
зов в проду
к-
тах сгорания
RO2
нм
3
/
нм
3
0,01
(СО+СО
2
)
0,01(0,9+0,1)=1
0,61585
5 Объем
пр
о-
дуктов сгор
а-
ния
г
нм
3
/
нм
3
V
N2
+ V
RO2
+
V
Н2
O
1,69+1+0,0345
= 2,7245
1,007
6 Количество газов, прох
о-
дящих через охладитель
В
р
нм
3
/
с
нм
3
/
час
+ В
``
(
V
г
∙
ﰷ
綠
ﰶ
ﰹ
Содержание в газах
СО
2
%
[(В
`
-
В
``
)СО
2
∙
0,01+В``∙V
СО
2
]
/В
р
[0,01∙
)∙10
בּﰲ
∙
ﰴ
ﴲﰲ
Содержание в газах
СО
†††
(СО
2
-
N
2
)
100
-
(27,2+39,8)
=32
9 Содержание в газах
2
%
=39,8
3,32
1
0 Д
оля
х
атомных г
а-
зов
r
RO2
-
СО
2
/100
27,2/100=0,272
0,6342
11 Запылен
ность газов
п
г/ нм
3
=118,3
499,84
С
качано с http://ястудент.com
Определение физических характеристик газа, проходящего через ОКГ, выполняется по формулам :
,
м
2
/с;
,
Вт/м∙
◦
С; Полученные в результате расчета физические характеристики газа пре
д-
ставлены в таблице 6
.
8
Таблица 6
.
8
-
Ф
изические характеристики газа
Состав конвертерного газа,
2
=39,8%
СО=
СО
2
=
27,2
%
ϑ, ◦
С
λ∙10
3
,
Вт/м∙
◦
С
ν∙10
6
, м
2
/с ﰷ
ﰷ
ﰷ
ﰷ
ﰴ
ﰷ
По данным этой
таблицы построен график физических характеристик г
а-
за, проходящего через ОКГ.
Энтальпии составляющих, входящих в состав конвертерного газа (на 1 нм
3
газа) представлены в таблице
6
.
9
Таблица 6
.
9
-
Э
нтальпии продуктов сгор
ания конвертерного газа (α=0,4)
1
2
3
4
5
6
7
700
401
,8
376,4
315,25
1093,45
87,476
1180,93
800
468,8
438
364,73
1271,53
101,72
1373,25
900
537,4
497,6
414,21
1449,21
115,94
1565,15
1000
606,51
558
464
1628,51
130,28
1758,8
1100
677
618,8
515,14
1810,94
144,86
1955,82
1200
748
680,4
567
1995,4
159,6
2155
1300
820,75
743,6
617,7
2182,05
174,56
2356,6
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.
9
1
2
3
4
5
6
7
1400
892,6
805,6
670,8
2369
189,52
2558,52
1500
965,84
868,8
721,6
2556,24
204,5
2760,74
1600
1039,34
932
775,34
2746,7
219,73
2966,4
1700
1113,4
995,2
828,75
2937,35
235
3172,35
1800
1188
1059,6
882,17
3129,77
250,4
3380,15
1900
1262,6
1124
934
3320,6
265,65
3586,25
2000
1337,7
1188,8
988,67
3515,2
281,2
3796,4
2100
1413
1254
1040,8
3707,8
296,6
4004,4
2
2
00
1488,51
1319,2
1096,5
3904,21
312,34
4216,55
Расчет теплового баланса котла представлен в таблице
6
.
10
Таблица
6
.
10
-
Расчет теплового баланса котла Наимено
вание величин
Об
о-
зн
а
ч
е
ч
е-
ние
Раз
мер
ност
ь
Формула или обоснование
Величина Основное время
Величина
Начало
Средняя теплоемкость конвертерных газов
С
к.г.
††
кДж
нм
3
*
К
СО+0,
СО
2
0.9∙1,48
ﬠ
0,1∙2,
ﴠ
ﰵ
ﰱ
2 Физическое тепло газов на входе в котел
физ
кДж
нм
3
=
1535,76
3050,635
3 Теплота сгорания СО
при α=0,4
хим
кДж
нм
3
=
2694,02
4 Тепло, вн
о-
симое
пылью
†
зл
кДж
нм
3
706,82
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.
10
1
2
3
4
5
6
5 Тепло, вн
о-
симое в котел
воздухом
Q
в
кДж
/
нм
3
0,2024
6 Располагае
-
мое тепло конвертерных газов
кДж
/
нм
3
2694,02+
192+
1535,76
=4421,78
3050,635
+
706,82+
=3575,4
7 Температ
у-
ра уходящих газов
ух
о
С
Принимаем
666,5
300
8 Энтальпия уходящих г
а-
зов
кДж
/
нм
3
Табл
ица
6
.
8
1116,033
557,2
9 Потеря те
п-
ла с уход
я-
щими газами
q
2
%
=
24,331
14,824
10 Потеря тепла в окр
у-
жающую среду
q
5
%
Принимаем
1,5
1,5
11 Коэфф
и-
циент поле
з-
ного действия
%
= 74,168
83,68
12 Коэфф
и-
циент сохр
а-
нения тепла
-
0,980177
0,98239
13 Давление в барабане
Р
б
МПа
Принимаем
4
4
14 Энтальпия насыщенного пара
h
н
кДж
/
нм
3
Табл. 2802,7
2802,7
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6.
10
1
2
3
4
5
6
15 Скрытая теплота пар
о-
образования
r
кДж
/
нм
3
Табл.
1719,16
1719,16
16 Влажность пара
1
-
x
%
Принимаем
1
1
17 Энтальпия влажного п
а-
ра
h
y
кДж
/
нм
3
2802,7
-
1719,16∙0,01 =2
785
,
508
2819,88
18 Темпер
а-
тура пит
а-
тельной воды
t
п.в
о
С
Принимаем
100
100
19 Энтальпия питательной воды
h
п.в
кДж
/
кг
Таблица
II
-
II
[6]
422,352
422,352
20 Процент продувки
g
пр
%
Опытные данные
10
10
21 Энтальпия воды при к
и-
пении Р
б
=4 МПа
i
кип
кДж
/
кг
Таблица
II
-
II
[6]
1082,7
1082,7
22 Паропр
о-
изво
-
дительность котла
D
т/
час
B
∙
Q
p
p
∙
η
/ [(
i
п -
i
пв
)+ 0,1∙(
i
к
-
i
пв
)]
170948,62
∙4421,48∙ 74,168
∙10
-
5
/
[(2802,7
-
422,352)+
+0,1∙
(1082,7
-
422,352)
=229,156
14354,06
∙3575,4∙ 83,68∙10
-
5
/
[(2802,7
-
422,352)+
+0,1∙
ﰷ
ﰴ
Расчет кессона представлен в таблице 6
.1
1
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 6
.1
1
-
Расчет кессона Наименование величин
Обозна
чение
Размер
ность
Формула или обо
с-
но
-
вание
Величина Основное время
Величина
Начало
1 Активный объем кесс
о-
на
m
М
3
Расчет конструк
-
тивных характе
-
ристик
432
,4
432
,4
2 Полная расчетная п
о-
верхность стен кессона
m
М
2
Расчет конструк
-
тивных характе
-
ристик
405
405
3 Полная л
у-
чевосприн
и-
мающая п
о-
верхность нагрева
л
М
2
x∙(F
ст.экр.
ог
ﰰ
∙
ﴳ
4 Полезное тепловыде
ление в кессоне
k
кДж/
нм
3
4421,48+
40,242=
4461,722
3575,66
5 Теорети
ческая темп
е-
ратура гор
е-
ния
Т
а
о
С
Табл. ︸
6 Темпе
ратура газов на выходе из кессона
ϑ
``
о
С
Принята с послед
у-
ющим уто
чне
нием
7 Энтальпия газов на в
ы-
ходе из ке
с-
сона
кДж/
нм
3
Таблица
︸
ﰵ
8 Теплово
сприятие ке
с-
сона
kec
кДж/
нм
3
0,9
80177
∙
ﰷ
綠
ﰲ
ﰱ
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 6
.1
1
1
2
3
4
5
6
9 Степень черноты то
п-
ки
а
т
-
Опытные
данные
ﰸ
ﰸ
Параметр
Опытные данные
ﰴ
ﰴ
11 Средний коэффициент тепловой э
ф-
фективно
сти
Ψ
ср
Опытные данные
ﰵ
ﰵ
Средняя теплоемкость газов
ср
кДж
нм
3 о
С
ﰷ
ﰴ
勞
ﴲﰸ
ﰹ
13 Безраз
мерная те
м-
пература на выходе из
кессона
θ
◦
к
1/
(
M
[(5,67∙
10
8
ψ
cp
∙
F
т
T
a
3
)/(
ij
∙
B
∙
VC
cp
)]
0,6
+1
)
1/
(
0,495
[(5,6
7∙10
-
8 ∙0,52∙
382∙2323
3
)/
(
0,980177
∙
47,4857
∙
10
3
2,8
2458
)]
0,6
+1
)
=0,68399
0,461
14 Темпера
тура газов на выходе из кессона
ϑ
``
о
С
-
273
=1315,924
522,7
15
Тепловая нагрузка л
у-
чевосприн
и-
мающей п
о-
верхности
кВт
м
3
=
47,4857
∙
ﰹ
Видимое напряжение объема ке
с-
сона
кВт
м
3
47,4857
∙
ﰴ
ﰴ
17 Теплон
а-
пря
жение поперечного сечения то
п-
ки
кВт
м
3
47,4857
∙
ﰴ
ﰰ
Расчет стационарного газохода представлен в таблице 6
.1
2
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 6
.
1
2
-
Расчет стационарного газохода
Наименование величин
Обозна
чение
Размер
ность
Формула или обоснование
Величина ††††
††
†
†
†††††
†††††
†††††
Поверхность нагрева газ
о-
хода
††††
†††
Н
л
м
2
Расчет констру
к-
тивных характ
е-
ристик
††
†††
Температура газов на входе
††††
ϑ
о
С Из расчета ке
с-
сона
Энтальпия газов на входе
†††††
†
кДж/нм
3
Из расчета ке
с-
сона
ﰴ
Температура газов на вых
о-
де
†††††
††††
ϑ
о
С
Принята с посл
е-
дующим уточн
е-
нием
ﰵ
Энтальпия газов на вых
о-
де
†††
†
кДж/нм
3
Табл
ица 6
︸
ﰰ
6 Тепловос
приятие по уравнению б
а-
ланса
††††††††
††††
б
†
кДж/нм
3
0,9
80177
∙
ﰴ
ﰰ
綠
ﰱ
7 Степень черноты з
а-
грязненных стенок луч
е-
восприним
а-
ющей повер
х-
ности га
зохода
а
з
†††††
††††
Данные
ВНИПИЧЕРМЕТ
-
ЭНЕРГООЧИСТКА
††††
ﰸ
8 Степень черноты пот
о-
ка газов для камеры охл
а-
ждения
а
††††
Опытные данные
ﰸ†
鸞
Коэффиц
и-
ент загрязн
е-
ния
††
İ
м
2
∙°К
/
Вт
Из ﰰ
Температ
у-
ра загрязне
н-
ной стенки ††
Т
з
о
К
10
3
∙
ﴷ
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы
6
.1
2
1
2
3
4
5
11 Температур
ный напор
∆
t
град
[(1315
-
249)
-
(666,5
-
249)]/
ln[(1315
-
249)/
(66,5
-
249)]
=
692,05
12 Средняя температура газов в газох
о-
де
ϑ
ср
T
о
С
о
K
t
н
+ ∆
t
249+692,05
=
941,05
1214,05
1
3
Средняя скорость газов W
г
м/с
=
9,06318
1
4
Коэффиц
и-
ент теплоотд
а-
чи излучением
α
л
Вт
/
м
2
о
С
5,67∙10
-
8
∙
∙0,8
∙
1214,05
3
=165,721
1
5
Сечение для прохода газов F
г
м
2 Расчет констру
к-
тивных данных
23,3
1
6
эквив
а-
лентный ди
а-
метр
d
э
м
4,83
17 Поправка на относитель
-
ную длину
С
l
-
1,48
18 Физические характеристи
-
ки газов
λ Вт
/м
◦
C
Рисунок 6
.
1
6,2
∙10
-
2
Pr
-
Рисунок 6
.
1
0,7
07
ν
м
2
/с
Рисунок 6
.
1
105
∙10
-
6
19 Коэффиц
и-
ент теплоотд
а-
чи конвекцией
α
к
Вт
/м
2
◦
C
*
=
10,51
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы
6
.1
2
1
2
3
4
5
20 Количество тепла по ура
в-
нению тепл
о-
передачи
†
m
кДж
м
3
∙
[(165,721+10,51
)
/
47,4857
∙10
3
= 1241,682
21 Отношение тепловосприя
тий
††
į
††††
%
(
Q
m
-
Q
б
б
)∙100
(
1241,682
-
1246,164
/
1246,146
)∙
100 =
-
0,36
22 Тепловая нагрузка в г
а-
зоходе
††
к
Вт
м
2
=
79,966
Для безаварийной работы энергоблока, с учетом приведенного теплового расчета ОКГ
-
400, вносить изменения в существующую схему нет необходим
о-
сти. Для работы, с интенсификацией продувки конверторной ванны, реко
н-
струировать энергоблок не надо.
С
качано с http://ястудент.com
Pr
ν∙10
6
λ∙10
3
м
2
/с
Вт/м∙
◦
C
0.775
370
350
210
0,75
330
190
310
180
ν∙
10
6
290
170
270
160
0,725
250
150
Pr
230
140
210
130
190
120
0,7
170
110
λ∙
10
3
150
100
130
90
110
80
0,675
90
70
70
60
50
50
30
40
0,65
ϑ
◦
C
400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200
Рисунок 6.1 -
График физических характеристик газа, проходящего через ОКГ
7
АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
7
.
1
У
стройство и описание работы газоочистного оборудования
Двухступенчатая газоочистка «мокрого» типа состоит из следующих у
з-
лов и аппаратов:узел предварительного охлаждения газов;
труба Вентури I
ст
у-
пени;
труба Вентури II
ступени;
двухсекционный двухярусный каплеуловитель.
Узел предварительного охлаждения газоочи
стки расположен непосре
д-
ственно за опускным газоходом котла ОКГ
-
400. Во время продувки плавки в него поступают запыленные о
тходящие газы с температурой 800
-
1000
о
С. За счет испарения воды, подаваемой на орошение газового потока и, в значител
ь-
но меньшей мере
, за счет дальнейшей конденсации водяных паров, в узле пре
д-
варительного охлаждения температура газов снижается до 80
-
85 о
С. Оборотная вода на орошение газового потока в узле предварительного охлаждения подае
т-
ся через 10 эвольвентных форсунок Ду 80, подводы
к которым расположены по периметру узла и врезаны в кольцевой коллектор Ф 273 мм (отм.+56.000 м).
Для охлаждения стенок узла предварительного охлаждения с целью з
а-
щиты их от перегрева установлены 6 эвольвентных форсунок Ду 80 (по 2 с пр
а-
вой, левой и задне
й сторон).
Подача воды на охлаждение стенок узла осуществляется из кольцевого коллектора периферийного орошения трубы Вентури I
ступени.
Предварительно охлажденные газы поступают в трубу Вентури I
ступени, где происходит их дальнейшее охлаждение и очистка от крупных частиц пыли (всего в I
ступени улавливается до 70% пыли, содержащейся в отходящих г
а-
зах). Труба Вентури I
ступени представляет собой скруббер с одним ярусом форсуночного орошения (12 форсунок Ду 80) и периферийным (пленочным) орошением.
Вода на форсуночное орошение подается из коллектора центрального орошения I
ступени газоочистки (отм.+53.000м).
Учитывая, что аэродинамическое сопротивление котла ОКГ
-
400 незнач
и-
тельно (до 2
0 Па
), сопротивление I
ступени газоочистки можно считать равным разрежению
после I
ступени. В установленных эксплуатационных режимах в
е-
личина этого п
араметра составляет 50
-
100 Па
.
Шламовая вода из I
ступени
г
а-
зоочистки частично улавливается тремя ловушками, расположенными на направляющих колено
-
сепараторов I
ступени, а затем отводится чрез два пр
и-
емных кармана, расположенных с боковых сторон I
ступени, по шламопров
о-
дам Ф 426 мм в бак
-
гидрозатвор I
ступени. Оставшаяся шламовая вода попад
а-
ет в бункер I
ступени, откуда по шламопроводу Ф 630 мм отводится также в бак
-
гидрозатвор I
ступени
Для предотвращения перекрытия сливного отверстия бункера I
ступени газоочистки в случае обрушения крупных отложений шлама в нижней части С
качано с http://ястудент.com
бункера перед входом в шламопровод Ф 630 мм устанавливается защитная р
е-
шетка.
Из бункера I
ст
упени охлажденные и предварительно очищенные газы поступают во II
ступень газоочистки. Высокий п
ерепад давлений (1700
-
1900 Па
) и высокая скорость газового потока в горловинах труб Вентури (120
-
150 м/с) обеспечивают улавливание мелких фракций пыли каплями о
рошающей в
о-
ды и окончательную очистку отходящих газов.
II
ступень газоочистки представляет собой две параллельных трубы Вентури с криволинейными регулирующими лопатками, ширина зазора между которыми изменяется в диапазоне от 100 до 300 мм для регулирования
расхода отходящих газов.
Перемещение регулирующих лопаток труб Вентури II
ступени обеспеч
и-
вается гидроцилиндром 83
-
32020
-
94, работающим от маслонасосной установки 83
-
32020
-
94. Рабочий ход штока гидроцилиндра –
200 мм. Управление лопа
т-
ками осуществляется в
дистанционном режиме (с кнопочной панели на пульте машиниста дистрибутора) и в местном режиме (из помещения маслонасосной установки на отм.+45.000 м). В качестве резервного механического привода для перемещения лопаток труб Вентури используется ручной тал
реп, входящий в комплект поставки II
ступени газоочистки.
Оборотная вода на II
ступень газоочистки подается из коллектора на отм.+45.000 м через 16 вихревых форсунок ФВК
-
25 (по 3 форсунки на трубу Венутри). Форсунки расположены выше горловин труб Вентури т
аким образом, что факел распыляемой жидкости обеспечивает полное перекрытие горловин для исключения проскока неочищенных газов. Пропускная способность фо
р-
сунки при рабочем давл
ении воды перед ним 3,5
-
4 бар
составляет 25
-
26 м
3
/ч или всего на центральное оро
шение II
ступени 400
-
420 м
3
/ч. Для предотвращ
е-
ния забивания форсунок ФРК
-
25 частицами механического происхождения п
е-
ред напорными коллекторами II
ступени на отм.+45.000 м установлен сетчатый фильтр Ду 400 с ячейками 10*10 мм.
Шламовая вода из II
ступени га
зоочистки частично улавливается двумя ловушками, а затем отводится через два приемных кармана, расположенные с боковых сторон II
ступени по шламопроводам
Ф 426 мм в бак
-
гидрозатвор II
ступени. Оставшаяся шламовая вода попадает в бункер II
ступени, откуда п
о шламопроводу ф 820 мм отводится в бак
-
гидрозатвор II
ступени.
Для предотвращения перекрытия сливного отверстия бункера II
ступени при обрушении крупных отложений шлама в нижней части бункера установл
е-
на специальная защитная решетка.
Для улавливания капельной влаги, выносимой газовым потоком, за II
ступенью пылеулавливания установлен двухсекционный двухярусный капл
е-
уловитель.
С
качано с http://ястудент.com
В нижней части каплеуловителя ф 4420 мм установлен двухсекционный завихритель. Неподвижная секция завихрителя у
становлена в центре каплеул
о-
вителя в трубе ф 2620 мм. Лопасти завихрителя установлены под углом 48
о
к потоку газов
-
45
о
. Капельная влага отбрасывается на стенки каплеуловителя и по стенкам стекает в отводящие желоба нижнего яруса и верхнего яруса (ф 5220 мм) каплеулов
и-
теля, откуда по шламопроводу ф 426мм отводится в бак
-
гидрозатвор II
ступени.
Для смыва отложение шлама к верхнему и нижнему ярусам каплеулов
и-
теля подается техническая вода из подпиточной линии ф 39 мм (отм.+45.000 м).
очищенные газы транспорт
ируются нагнетателем по газоходам чистого газа ф 3600 мм. На газоходах каждого из газоотводящих трактов перед дымососом по две ловушки пленочной влаги и конденсата, отвод влаги из которых осущест
в-
ляется через гидрозатворы
-
водоотводчики. Первая ловушка расп
оложена в начале горизонтального участка газоходов, идущего вдоль стены конвертерного отделения. Вторая –
перед входом газоходов в дымососное отделение.
На напорном участке газоходов за дымососом расположена третья л
о-
вушка, отвод влаги из которой осуществл
яется также через гидрозатвор
-
водоотводчик.
Газоходы чистого газа оборудованы расходомерными трубами Вентури, служащими для измерения расходов отходящих газов.
Осушенные и очищенные газы транспортируются нагнетателем на свечу дожигания.
При работе газоотво
дящего тракта
в режиме частичного дожигания, я
в-
ляющегося основным эксплуатационным режимом, отходящие газы содержат до 60
-
70% СО. При этом СО дожигается на свече дожигания.
В верхней части свечи поток газов разделяется на 4 отвода. В каждом отводе для пред
отвращения проскока пламени в ствол свечи установлено многотру
б-
ное сопло из 127 параллельных труб ф 108 мм. В каждом отводе выше отм.+96.000 м для зажигания факела отходящих конвертерных газов установл
е-
ны кольцевые диффузорные горелки ф 2300 мм, изготовлен
ные из трубы ф 42*5 мм, отверстия ф 4 мм выполнены с шагом 30мм.
Подача газа на кольцевые горелки осуществляется электрофицированной з
а-
движкой ЗКЛ ПЗ Ду 80, управляемой в местном и дистанционном (с пульта машиниста дистрибутора) режиме.
Зажигание кольцевых
горелок при подаче на них газа осуществляется п
о-
стоянно горящими экранными инжекционными горелками Ду 15.Давление природного газа на до
жигающее устройство –
0,4 бар
, расход –
200 м
3
/час на одну свечу дожигания.
В нижней части свечи дожигания (в ее основании) смонтирован пред
о-
хранительный взрывной клапан ф 1060 мм, изготовленный из алюминиевого листа толщиной 2 мм.
С
качано с http://ястудент.com
Баки
-
гидрозатворы I
и II
ступеней газоочистки конструктивно одинаковы. Бак
-
гидрозатвор представляет собой барабан ф 2000 мм, заполненный водой, в котором трубы, подводящие шламовую воду от сепараторов газоочистки, ра
с-
положены ниже труб, отводящих шлам. Для предотвращения скоплений отл
о-
жений шлама на дне гидрозатворов предусмотрена их промывка (барботаж) оборотной водой. Для дренирования бак
а непосредственно в шлампопродов установлены дренажные задвижки Ду 300 мм.
Подача воды на аппараты газоочистки осуществляется из напорного ко
л-
лекора, располорженного на площадке обслуживания газоочистки, отм.+37.000 м. регулирование расходов осуществляется
задвижками Система оборотного водоснабжения аппаратов газоочистки оборудована др
е-
нажами Ду 150 мм, расположенными соответственно на площадках обслужив
а-
ния газоочистки отм.+53.000 м, +43.000 м, +37.000м.
В газоочистке предусмотрены эксплуатационные люки д
ля доступа внутрь труб Вентури, бункеров, каплеуловителя, гидрозатворов и газоходов.
7
.2
А
эродинамический расчет ОКГ
-
400
Аэродинамический расчет производился на основе методики для расчета котельных агрегатов, изложенной в 11
. Конструктивные размеры ОКГ
-
400
-
, имеющихся в ККЦ ОАО «МК Азовсталь», взяты из технической документации. Примем, что падение температуры уходящих газов в стационарном газоходе происходит по линейной зависимости. Длина стационарного газохода =48,9м, падение температуры уходящих га
зов на 1м длины составит: Δt=(θ
`
-
θ
``
)/
L
г
=(1315
-
666,5)/48,9=
13,2617
о
С
Рас
чет приведен в таблице 7
.1
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 7
.
1
–
Аэродинамический расчет ОКГ
-
400
Наименование вел
и-
чины
Обозн
а-
чение
Единицы измер
е-
ния
Способ определения или расчетная формула, расчет
Р
е-
зул
ь-
тат
Кессон
1Разрежение на срезе конвертера
h
Па
По 2Высота участка
Н
м
Конструктивные характеристики
Теоретическая те
м-
пература горения
T
а
о
С
Из теплового расчета
4Температура на в
ы-
ходе из топки
о
С (К)
Из теплового расчета
5Температура горения топлива
Т
1
К
ﰴ
6Средняя температура камеры сгорания ср
о
С
ﰲ
7 Самотяга участка
h
с
Па
Скорость газов
w
м/с
Динамическое да
в-
ление
h
д
Па
Сопротивление трения
h
т
р
Па
ﰴ
11Сопротивление участка с учетом к
о-
эффициента
h
Па
ﰶ
Стационарный газоход
1Сечение для прохода газов
F
р
м
2
Конструктивные характеристики
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы
7
.1
1
2
3
4
5
2Расход газов
V
г
м
3
/ч
Из теплового расчета
3Средняя температура газов на вертикальном восходящям участке
ср
1
о
С
897,47
4Скорость газов
w
м/с
ﰷ
5Динамическое давл
е-
ние
h
д
Па
6Эквивалентный ди
а-
метр канала
dэ
м
ﰸ
7Коэффициент сопр
о-
тивления трения
-
п. 2.5 ﰰ
8Длина экранов
l
м
Конструктивные характер
и-
стики
9Сопротивление тр
е-
ния
hт
р
Па
=
3,375
10Высота участка
Н
м
Конструктивные характер
и-
стики
11Самотяга
hс
Па
=
163,56
12Поправочный коэ
ф-
фициент
К
-
табл. VII
ﰲ
13Сопротивление участка с учетом п
о-
правочного коэффиц
и-
ента
h
Па
ﰰ
С
качано с http://ястудент.com
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 7.1
1
2
3
4
5
Поворот газов
1Сечение для прохода газов
F
2
м
2
23,28
2 Температура газов
ср
2
о
С
746,14
3Скорость газов w
м/с
=
7,608
4Динамическое давл
е-
ние
h
д
Па
11,264
5
Сопротивление тр
е-
ния
h
тр
Па
=
1,2
6Коэффициент сопр
поворота на 90
о
-
п. 1
ﰲ
7Сопротивление пов
о-
рота
h
пов
Па
Поворот газов
1Сечение для прохода газов
F
1
м
2
Конструктивные характер
и-
стики
Температура газов 2
о
С
Из теплового расчета
ﰵ
Скорость газов до п
о-
ворота
w
1
м/с
ﰰ
Скорость газов после поворота
w
2
м/с
ﰰ
С
качано с http://ястудент.com
Продолжение таблицы 7.1
1
2
3
4
5
5
Средняя скорость газов
W
ср
м/с
(w
1
+
w
2
)
=(7,0136
+
7,0196
)/2
7,0166
6
Сопротивление тр
е-
ния
h
тр
Па
Самотяга
h
с
Па
-
26,25
8
Средняя скорость газов
w
ср
м/с
w
ср
ﰰ
Динамическое да
в-
ление
h
д
Па
10 Коэффициент сопр
поворота на 90
о
-
п. 1
ﰲ
Сопротивление п
о-
ворота
h
пов
Па
Перепад полных давлений по газовому тракту
Поправка на да
в-
ление в тракте
Поправка на з
а-
пыленность
п. 2
Суммарное с
о-
противление г
а-
зового тракта
Па
ﰶ
בּﰹ
בּ
ﰰ
בּ
ﰵ
בּ
ﰳ
Суммарная с
а-
мотяга
Па
ﰵ
ﰲ
ﰲ
Суммарное с
о-
противление с учетом поправок
Н
Па
Перепад полных давление по газ
о-
вому тракту
Н
п
Па
ﰲ
С
качано с http://ястудент.com
7
.
3
Аэродинамический р
асчет двухступенчатой мокрой газоочистки
Интенсивность продувки = 1100 м
3
/мин.
Расход отходящих газов перед газоочисткой
В
р
=170948,62 м
3
/ч –
выход конвертерных газов (по расчету), Принимаем G
г
= 170950
(
м
3
/ч
)=
47,486 (м
3
/с)
.
Температура газов перед газоочисткой (из теплового расчета ОКГ) = 666,5
о
С. Т
емпература воды, подаваемой на газоочистку, принимаем равной t
= 20 о
С.
Принятый состав о
тходящих газов: СО
2
= 27%; N
2
= 39,8%; СО
= 32%; Н
2
О
= 1,2% (0,012).
Объем сухой части газов
где Н
2
О=G∙0,012=170950∙0,012=2051,4(
м
3
/ч
) =
0,56983 (м
3
/с)
Тогда
V=170950
-
2051,4=168898,6 м
3
/ч (сух)
=46,916(м
3
/с)
(сух) Начальная влажность газа (по влажному газу)
:
кг/м
3
(вл),
(7.1)
где 0,804 г –
масса 1 м
3
водяного пара при нормальных условиях.
Начальная влажность газа (по сухому газу)
:
кг/
м
3
(сух).
Плотность газа
кг/м
3
(сух).
Запыленность отходящих газов перед газоочисткой:
-
запыленность конвертерного газа на выходе из конвертера –
200 г/м
3
;
-
запыленность отходящих конвертерных газов перед газоочисткой при условии, что мокрая газоочистка располагается внизу опускного газохода, т.е. без пылевого бункера 140 г/м
3
;
-
запыленность отходящих газов перед газоочисткой при условии, что мокрая газоочис
тка располагается после пылевого бункера, т.е. низ опускного газохода заканчивается пылевым бункером 90 г/м
3
.
Требуемая эффективность очистки
,
(
7
.
2
)
,
,
С
качано с http://ястудент.com
,
где g
1
–
начальная запыленность перед газоочисткой (90 или 60 г/м
3
),
мг/м
3
;
g
2
–
конечная запыленность за дымососом (по нормам 100 мг/м
3
), мг/м
3
.
Эффективность мокр
ых механических пылеуловителей определяется глав
-
ным образом затратами энергии на осуществление процесса очистки, к
о-
торые определяются из выражения
, кДж/1000 м
3
газов,
(
7
.
3
)
где Р
ап
–
гидравлическое сопротивление аппарата, Па;
Р
в
–
напор распыляемой воды, Па;
V
ж
–
объемный расход воды, м
3
/с;
V
г
–
объемный расход газов, м
3
/с.
Зависимость между степенью очистки газов и затратами энергии выраж
а-
ется
, (
7
.
4
)
где А
и В
–
экспериментальные характеристики улавливаемой пыли.
Для конвертерной пыли: А
= 9,88
10
-
2
, В
= 0,4663.
Величина недостаточно характеризует качество очистки в интервале высоких степеней очистки (0,98
0,99), поэтому в этом случае используют п
о-
нятие числа единиц переноса Nr
. (
7
.
5
)
Из двух уравнений (4.1) и (4.2) находим
,
Расчет ведем для К
т
= 8766 кДж/10
3
м
3
.
Находим сопротивление аппарата Р
ап
С
качано с http://ястудент.com
, (
7
.
6
)
где -
удельный расход воды, м
3
/м
3
;
Р
В
-
давление воды (принято 400
10
3
Па). Количество газов, поступающих в газоочистку при рабочих условиях
(7.7)
226567 м
3
/ч=62,94 м
3
/с
где Р
–
разрежение за котлом перед газоочисткой (из аэродинамического расчета к
отла Р
= -
138,75
Па).
Принимая удельный расход воды т
= 1,3
10
3
м
3
/м
3
. Тогда
.
Подставляя полученный значения в (4.3), найдем гидравлическое сопр
о-
тивление труб Вентури т.е. при сопротивлении малых труб Вентури 7089 Па обеспечивается очистка газов от пыли 99,83%;
9482 Па обеспечивается очистка газов от пыли 99,95%.
Расчет узла предварительного охлаждения
Количество
тепла, которое газ должен отдать в процессе своего охлажд
е-
ния до данной температуры
, кВт (
7
.
8
)
где V
о
–
количество сухого газа (при нормальных условиях), подлежащего охлаждению, м
3
/с;
С
см
–
объемная теплоемкость газа при нормальных условиях, кДж/м
3
К;
1
,
2
–
начальная и конечная температура газа, о
С;
f
1
–
влагосодержание газа до охлаждения, кг/м
3
;
h
1
п
,
h
2
п
–
энтальпия пара в газе до и после охлаждения, кДж/м
3
.
Количество сухого газа, подлежащего охлаждению:
С
качано с http://ястудент.com
м
3
/ч=46,923 м
3
/с
Объемная теплоемкость газа определим как
, кДж/м
3
,
(7.9)
где С
т
–
массовая теплоемкость, кДж/м
3
К;
о
–
плотность компонентов смеси, кг/м
3
.
Находим теплоемкость
компонентов:
кДж/м
3
K
;
кДж/м
3
K
;
кДж/м
3
K
;
где 0,836; 1,040; 1,042 –
удельные массовые теплоемкости компонентов при нормальных условиях;
1,953; 1.25; 1,28 –
плотности компонентов при нормальных условиях.
Объемная теплоемкость смеси
кДж/м
3
,
Начальная и конечная энтальпия водяного пара в газе
кДж/кг,
кДж/кг,
Подставляя полученные значения в (4.4) находим
38342,186
кВт.
Расход воды на впрыскивание при ее 100% испарении
, кг/м
3
(
7
.
10
)
где h
1
,
h
2
–
энтальпия газов до и после скруббера, кДж/м
3
;
h
впр
–
энтальпия впрыскиваемой воды, кДж/кг.
Энтальпия впрыскиваемой воды определяется как
кДж/кг,
где t
в
–
температура воды на впрыск (принимаем t
в
= 20 о
С), о
С.
h
1
= 1116,033
кДж/
м
3
,
h
2
= 130,5 кДж/м
3
, тогда
кг/м
3
,
С
качано с http://ястудент.com
т/ч.
Конечное влагосодержан
ие газов на выходе из скруббера
При 2
= 85 о
С влажность газа х
2
= 0,05015 кг/кг. Тогда влагосодержание
кг/м
3
.
Объем газов
при рабочих условиях на выходе из УПО
=244172
м
3
/ч = 67,825 м
3
/с;
Находим плотность газа при рабочих условиях на выходе из УПО
, кг/м
3
(
7
.
11
)
где о
–
плотность газов на входе в, УПО кг/м
3
;
f
2
–
влагосодержание газа на входе в; УПО
Р
бар
= 101322 Па;
Р
–
давление перед УПО, Па;
Р
–
сопротивление газоочистного аппарата, Па;
2
–
температура на выходе из УПО, о
С.
кг/м
3
;
Поскольку за УПО установлен блок труб Вентури первой ступени, ск
о-
рость газов в УПО = 4,24 м/с.
Гидравлическое сопротивление УПО
Па,
(7.12)
где = 5 –
коэффициент гидравлического сопротивления УПО.
Сечение газохода грязного газа (от УПО до блока труб Вентури) 4
4 = 16 м
2
, тогда скорость газов в газоходе
м/с
С
качано с http://ястудент.com
Г
идравлическое сопротивление газохода грязного газа будет равно
Па,
где = 4 –
коэффициент гидравлического сопротивления газохода.
Сопротивление газоотводящего тракта до труб Вентури
Па.
Расчет труб Вентури I ступени
Количество влажного газа перед трубами Вентури с учетом испарения воды в УПО
м
3
/ч (вл).=71,885
м
3
/с
Фактическая влажность газопаровой смеси
кг/м
3
(сух) или м
3
/ м
3
(сух)
где w = f
2
= 0,0725 кг/м
3
.
Объем влажного газа, приведенный к фактическим условиям м
3
/час (вл)
Фактический объем сухой части при этих условиях
м
3
/час (сух)
Определяем реальное количество газа перед трубами Вентури
=243987,35
м
3
/час=67,77
4
м
3
/с
Запыленность газов перед УПО принята 140 г/м
3
. Полагаем, что в УПО улавливается только 30 г/м
3
и запыленность газа перед трубой Вентури I ступ
е-
ни будет равна 110 г/м
3
.
Для частичной очистки газов от пыли за УПО установлена бол
ьшая труба Вентури I ступени. Принимаем сопротивление трубы Вентури первой ступени 3500 Па.
Находим плотность газа при рабочих условиях на выходе из трубы
Ве
н-
тури I ступени
:
, кг
/ м
3
(7.13)
С
качано с http://ястудент.com
где о
–
плотность газов на входе в трубы Вентури, кг/м
3
;
f
2
–
влагосодержание газа на входе в трубы Вентури;
Р
бар
= 101322 Па;
Р
–
разрежение перед трубами Вентури, Па;
Р
–
сопротивление газоочистного аппарата, Па;
2
–
температура на выходе из труб Венту
ри, о
С.
,
где т
–
удельный расход воды на трубы Вентури (
т
= 1,477 л/м
3
), л/м
3
;
1
–
температура газов на входе в трубы Вентури, о
С.
кг/м
3
Находим количество газа на выходе из труб Вентури
м
3
/с=246953
м
3
/час
Рассчитаем скорость газа в горловине трубы Вентури
, м/с
(
7
.
14
)
где Р
ТВ
–
сопротивление труб Вентури, Па;
с
–
коэффициент гидравлического сопротивления сухой трубы Вентури (для труб круглого сечения 0,12
0,15, принимаем 0,15);
2
–
плотность газов в трубах Вентури, кг/м
3
;
ж
–
коэффициент гидравлического сопротивления труб Вентури, учит
ы-
вающий ввод воды;
ж
–
плотность воды (при t
= 20 о
С ж
= 998 кг/м
3
), кг/м
3
;
т
–
удельный расход воды, л/м
3
.
Величина ж
для труб Вентури круглого сечения и при скорости газов в горловине 60
160 м/с с центральным орошением и удельным расходом воды т
= 0,4÷1,7 л/м
3
рассчитыв
аем по формуле:
Тогда, скорость газов в горловине
м/с.
Объем газов перед трубами Вентури 67,77
4
м
3
/с.
Сечение пережима F
= 1,414 м
2
, тогда фактическая скорость в пережимах
С
качано с http://ястудент.com
м/с.
Расход воды на трубы Вентури при т
= 1,477 л/м
3
м
3
/ч
при давлении 4 бар осуществляется форсунками Ду 80.
Расход воды на одну форсунку
м
3
/ч.
Гидравлическое сопротивление газохода, соединяющего трубу Вентури I
ступен
и с трубами Вентури II ступени:
, Па (7.15)
Сечение газохода 3,2×3,2 = 10,24 м
2
, расход газов после труб Вентури 80 м
3
/с, тогда скорость газов в газоходе
м/с и Па.
Расчет т
руб Вентури II ступени
Количество влажного газа перед трубами Вентури
II ступени с учетом испарения воды в
трубах Вентури I ступени
м
3
/ч (вл).=85,66 м
3
/с
кг/м
3
, т/ч.
Фактическая влажность
газопаровой смеси:
кг/м
3
(сух) или м
3
/ м
3
(сух)
где w = f
2
= 0,08215 кг/м
3
.
Объем влажного газа, приведенный к фактическим условиям =312763,7
м
3
/час =86,878 м
3
/с
(7.16)
Фактический объем сухой части при этих условиях
(
м
3
/час)
(сух)
=56,08(м
3
/с)
Определяем реальное количество газа перед трубами Вентури
м
3
/час=62,48
1
м
3
/с
С
качано с http://ястудент.com
Запыленность газов перед трубами Вентури
II ступени принята 90 г/м
3
.
Для очистки газов от пыли до нормы за трубой Вентури
I ступени уст
а-
новлены трубы Вентури II ступени. Принимаем сопротивление трубы Вентури первой ступени 10000 Па.
Находим плотность газа при рабочих условиях на выходе из труб Вентури
, кг/
м
3
(7.16)
где о
–
плотность газов на входе в трубы Вентури, кг/м
3
;
f
2
–
влагосодержание газа на входе в трубы Вентури;
Р
бар
= 101322 Па;
Р
–
разрежение перед трубами Вентури, Па;
Р
–
сопротивление газоочистного аппарата, Па;
2
–
температура на выходе из труб Вентури, о
С.
кг/м
3
Находим количество газа на выходе из труб Вентури
м
3
/с=202403,3
м
3
/час
Рассчитаем скорость газа в горловине трубы Вентури
, м/с
(7.17)
где Р
ТВ
–
сопротивление труб Вентури, Па;
с
–
коэффициент гидравлического сопротивления сухой трубы Вентури (для труб круглого сечения 0,12
0,15, принимаем 0,15);
2
–
плотность газов в трубах Вентури, кг/м
3
;
ж
–
коэффициент гидравлического сопротивления труб Вентури, учит
ы-
вающий ввод воды;
ж
–
плотность воды (при t
= 20 о
С ж
= 998 кг/м
3
), кг/м
3
;
т
–
удельный расход воды, л/м
3
.
Величина ж
для труб Вентури кругло
го сечения и при скорости газов в горловине 60
160 м/с с центральным орошением и удельным расходом воды т
= 0,4÷1,7 л/м
3
рассчитываем по формуле:
Тогда, скорость газов в горловине
м/с.
С
качано с http://ястудент.com
Объем газов перед трубами Вентури 62,481
м
3
/с.
Сечение пережима F
=0,7125 м
2
, тогда фактическая скорость в пережимах
м/с.
Расход воды на трубы Вентури при т
= 1,7 л/м
3
м
3
/ч
при давлении 4 бар осуществляется форсунками ФВК
-
25.
Расход воды на одну форсунку м
3
/ч.
Гидравлическое сопротивление газохода, соединяющего блок труб Вентури с каплеуловителем
, Па.
Сечение газохода 3,2×3,2 = 10,24 м
2
, расх
од газов после труб Вентури 56,223
м
3
/с, тогда скорость газов в газоходе
м/с и Па.
Циклон
-
каплеуловитель
Количество газов перед циклоном V
1
=56,223
м
3
/с. Диаметр цилона 4,42 м. Тогда, скорость в циклоне
м/с.
Сопротивление
циклона
Па.
Газоход чистого газа
Длина газохода чистого газа l=217 м, диаметр d= 3,62 м, всего поворотов до входа в дымосос 9, величина местного сопротивления из
-
за сужения после каплеуловителя перед газоходом ξ
м
=0,5. Для определения потерь давления на трение по длине газохода найдем:
,
где м/с
тогда коэффициент сопротивления трения по формуле Прандтля
-
Никурадзе:
С
качано с http://ястудент.com
Н
айдем полную длину газохода чистого газа по формуле:
(7.18)
где
-
эквивалентная длина потерям в местных сопротивлениях
,
-
проектная длина трубопровода.
(7.19)
г
де
-
потери в местных сопротивлениях, -
внутренний диаметр трубопровода, -
коэффициент сопротивления трения.
Местные сопротивления на этом участке
-
закр
угленные колена п
од углом 90,по
коэффициент местного сопротивления одного колена ,тогда
Тогда величина потери давления на длине газохода чистого газа составит
Па.
Суммарные потери
давления перед дымососом
Па.
Производительность дымососа
Объем газов перед дымососом
:
(7.20)
Учитывая 10% запас по производительности, расход газов перед дымос
о-
сом должен соста
вить 4477,5
1,1 =4925,25
м
3
/мин.
Общее сопротивле
ние газоотводящего тракта 13979,23
Па. С учетом 5% запаса [
4
] по напору дымосос долж
ен создавать разрежение 13979,23
1,05 =14678,2
Па, т.е. при расходе дымов
ых газов перед нагнетателем 4925,25
м
3
/мин, дымосос долже
н создавать напор 14678,2
Па.
Существующий ды
мосос Н
-
8500
-
II при расходе 4925,25
м
3
/мин создает на
пор 20800
Па.
С
качано с http://ястудент.com
9 ОХРАНА ТРУДА
Опасными производственными факторами на участке конвертера являю
т-
ся нагретые поверхности кожуха конвертера и ковши для металла и шлака, электрооборудование, сосуды п
од давлением (система кислородо
-
и азотосна
б-
жение конвертера, механическое крановое оборудование.
Вредные производственные факторы: пыль, газ, шум, тепловое излуч
е-
ние.
Нарушение технологии (попадание воды в ковш или разрушение фут
е-
ровки) приводят к взрыву или выплеску раскаленного металла на площадку, что может приводить к травмам персонала.
Мероприятия по предотвращению травматизма
и должностные инстру
к-
ции разработаны в
инструкции по охране труда в ККЦ.
Анализ условий труда на участке представлен в таблице 9.1
Таблица 9.1 -
Анализ условий труда на участке котла
Конвертерное отделение
Вредный фактор
Мероприятия
Фак
т
Доп
Повышенная запыле
н-
ность, мг/м
3
Производственная пыль
Загазованность, мг/м
3
-
выделение СО
Выделение вредных в
е-
ществ, мг/м
3
MnO
2
Fe
2
O
3
Кальция оксид Повышенная температура воздуха в рабочей зоне, С
Шум, дБа
Повышенный уровень вибрации, дБ
Повышенный уровень и
н-
фракрасного излучения, Вт/м
2
12
24
0,08
6,5
1,5
34
86
110
145
6,0
20
0
,05
6,0
1,0
28
80
101
140
Применять систему о
т-
вода и очистки конвертерных газов, аспирация пыли, спе
ц-
одежда, головной убор, инд
и-
видуальные средства защиты, установка тепловых защи
т-
ных экранов на участке ко
н-
вертерного отделения
Расчет аэрации в конвертерном отделение.
В помещении выделяется избыточная теплота и вредные пыль г
а-
зы, пары в количестве 200кДж/(м
3
*ч). Для создания в помещении цеха треб
у-
емых по нормам параметров воздушной среды предусмотрена аэрация, осно
в-
С
качано с http://ястудент.com
ные параметры которой определяются расчетом по приведенной ниже метод
и-
ке.
Определяем расход воздуха для удаления избыточной теплоты
,м
3
/ч (9.1)
где Q –
избытки тепл
оты, кДж/с;
t
у
–
температура воздуха удаляемого из помещения, 0
С; t
п
–
температура приточного воздуха, 0
С;
C –
теплоемкость воздуха, 1кДж/(кГ*
0
С)
;
ρ
в
-
плотность воздуха при температуре приточного воздуха, кг/м
3
ρ
в
=0,465*Р
а
/(273+ t
п
)
(9.2)
где Ра –
а
тмосферное давление, 760 мм.рт.столба.
ρ
n
= 0,465*760/ (273+20)=1,21 кг/м
3
Избыток теплоты в помещении (
Q
) определяется по формуле:
Q
= g
*
Vo
, кДж/ч, (9.
3
)
где g
–
избыток теплоты на 1м
3
свободного объема помещения ц
е-
ха, кДж/(м
3
*ч), g
= 200 кДж/(м
3
*ч)
Vo
–
свободный объем помещения цеха (
Vo
=0,8 V
, где
-
V
общий объем помещения, для которого рассчитывается воздухообмен,м
3
).
Q
=200*0,8*300000=48000000 кДж/ч
Температура воздуха, удаляемого из помещения (
t
у
), определяе
т-
ся по формуле:
t
у = t
р.з.+∆
t
*(Н
-
2), 0
С (9.
4
)
где t
р.з –
нормируемая температура воздуха в рабочей зоне,
t
р.з =28
0
С;
∆
t
–
температурный градиент по высоте помещения цеха,
∆
t
= 1,5 0
С/м, Н
-
расстояние от пола рабочей площадки до центра вытяжных проемов, Н=36 м.
Определяем по чертежу поперечного разреза здания.
Температура в рабочей зоне (
t
р.з) принимаем равной наиболее вы
с
о-
кой допустимой по температуре воздуха в помещениях
-
28 0
С.
Т
емпература приточного воздуха принимается на 5
-
8 0
С ниже температ
у-
ры воздуха в рабочей зоне
.
t
п
= t
р.з -
5=28
-
8 =20
0
С.
t
у
=28+1,5*(36
-
2)=79
0
С
С
качано с http://ястудент.com
Z
m
= 48000000/ 1,21*1,0*(79 -
20) = 672363 м
3
/ч
Расход
воздуха для удаления из помещения пыли и вредных газов прои
з-
водится по каждому выделяющемуся в помещении вредному веществу по фо
р-
муле:
Zi
=
Gi
/ (ПДК
i
-
gi
), м
3
/ч (9.
5
)
где Gi
-
часовые выделения в помещение определенного вредного вещ
е-
ства, мг/ч;
ПДК
i
–
предельно
-
допустимая концентрация определенного (
i
-
го) вещ
е-
ства в воздухе рабочей зоны помещения, мг/м
3
; Определяется по ДСН 3.3.6
-
042
-
99 ПДК СО –
20 мг/м
3
, СО
2
–
2500 мг/м
3
; же
лезосодержащей пыли 6 мг/м
3
;
gi
–
концентрация i
-
го вещества в приточном воздухе, мг/м3. Учитывается только для пыли (0,1 мг/м
3
) и СО
2
(500 мг/м
3
).
Часовое выделение в помещение вредных веществ, определяющих возд
у-
хообмен, определяется по формуле:
Gi
= gi
*
m
, мг/ч
(9.
6
)
где gi
–
выделение определенного вредного вещества в помещении цеха при производстве 1т основной продукции мг/т. СО
-
9600 мг/м
3
; СО
2
-
2*10
6
мг/м
3
,
железосодержащая пыль –
5000 мг/м
3
.
m
–
часовое производство основной продукции, т/ч
Железосодержащая пыль: Z
1
=5000*35/(6
-
0,1)=29661 м
3
/ч
CO
2
: Z
2
=2000000*35/(2500
-
500)=35000 мг/м
3
СО: Z
3
=9600*35/20=16800 м
3
/ч.
L=29661+35
000+16800
=
81461
м
3
/ч
Вывод: принимаем L
max
, м
3
/ч.
Зануление электрического оборудования участка котла
Ввиду того, что электрооборудование цеха питается от сети трехфазного переменного тока 380 / 220 В с заземленной нейтралью, для предотвращения травматизма при прикосновении к корпусу установок, оказавшимся под напр
я-
жением, установки зануляются, т.е. корпуса соединяются с нейтралью, в сист
е-
му питания каждой установки введены защитные устройства (расцепители)
.
Расчет выполняем на компьютере по, для
привода электродвигателя к
а-
натной лебедки стационарной машины для подачи кислорода. Исходные да
н-
ные для расчета приведены в таблице 9
.2
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 9.2 -
Исходные параметры
Наименование параметра
Условное обозначение
Размерность Численное значение
1Мощность электроустановки
кВ m
2Фазное напряжение
3Косинус ФИ электроустановки cos ij
–
ﰷ
4Удельное электрическое сопротивление проводников
Р
ﰰ
5Длина проводника
м
6Сопротивление одной обмотки трансформатора
1
Ом
ﰱ
7Индуктивное сопротивление провода
Х
2
Ом/м
ﰰ
8Коэффициент С
–
ﰵ
9Коэффициент М
–
10Коэффициент Отношение площади нулевого провода к фазному
Х
1
–
ﰶ
Отношение пускового тока к раб
о-
чему
Х
3
–
Режим работы установки
Х
4
–
ﰵ
Кратности тока
Х
5
–
Результаты расчета представлены в таблице 9
.3 Таблица 9.
3 -
Результаты расчета
1Рабочий ток
1
А
2Площадь поперечного сечения фазного провода
1
мм
2
26,4493
3Площадь поперечного сечения нулевого провода
2
мм
2
15,8696
4Ток однофазного короткого замыкания
2
А
ﰵ
5Ток плавкой вставки
3
А
ﰵ
6Полное сопротивление цепи ф
а-
за
нуль
4
Ом
ﰳ
С
качано с http://ястудент.com
Сечение фазного провода F
1 = 26,0 мм
2
, нулевого F
2
= 15,9 мм
2
, что бол
ь-
ше минимального стандартного значения для алюминиевых жил.
Отношение
удовлетворяет требованию ПУЭ.
Для защиты от поражения током при замыкании фазы на корпус в цепь фазных проводов необходимо поставить плавкие уставки с номинальным токо
м I
3 (Н)
= 200 А.
Расчет искусственного освещения участка цеха.
Выбираем метод расчета общего равномерного освещения. В связи с тем, что на участке конвертерного цеха освещение рабочих поверхностей осущест
в-
ляется в основном прямым светом от источников (мал
ая доля света, отраженн
о-
го от потолка и стен), принимаем точечный метод расчета.
При выполнении работ не требуется точного различия цветов, поэтому для освещения целесообразно использовать газоразрядные лампы ДРЛ. Св
е-
тильники располагаем выше мостовых кран
ов на уровне ферм. Высота подвеса светильников определяется по формуле:
h
р
=
H
-
0,8 =35
-
0,8=34.2
где Н –
высота от пола до стропильных ферм (высота участка цеха), м;
0,8
-
расположение условной рабочей поверхности, м.
Для фактических условий участка цеха наибол
ее рациональными по КПД и отвечающими ПУЭ по пожарной безопасности, являются светильники С35ДРЛ с характеристикой, приведенной в таблице 9
.4
Принимаем расположение светильников по вершинам квадратов, как б
о-
лее рациональное. Ширина отделения 72 м ( 4 пролет
а по 18 метров). Для пр
о-
лета шириной 18 м, количество рядов светильников (
n
) в пролете принимаем равным n
=2.Расстояние от стен принимаем ℓ/2.
Характеристика лампы 35 ДРЛ в таблице 9.4.
Таблица 9.4 -
Характеристика лампы 35 ДРЛ
Тип св
е-
тильника
Мощность лампы,Вт
Оптимальное значение
наимен
ь-
шая
наибольшая
С35ДРЛ
ﰵ
ﰹ
Коэффициент полезного действия 60%.
Тогда фактическое расстояние между рядами светильников (ℓ) определ
я-
ется из уравнения:
В= ℓ/2+ ℓ/2+(
n
-
1)* ℓ ;
72= ℓ/2+ ℓ/2+(2
-
1)* ℓ;
С
качано с http://ястудент.com
ℓ=9м, ℓ/2=4,5м
В
-
ширина пролета участка цеха, м.
Количество светильников в одном ряду (
m
) определяется из уравнения: L
= ℓ’/2+ ℓ’/2+( m
-
1)*ℓ, (9.
7
)
где L
–
длина пролета участка цеха,м;
ℓ’
-
фактическое расстояние между светильниками в ряду,
ℓ’= ℓ
, т.к. светильники расположены по вершинам квадратов.
460=4,5+4,5+( m
-
1)*9
Получаем m
=51 шт.
Вычерчиваем схему
расположения светильников (рисунок 9
.1).
Н
аносим три контрольные точки. Определяем рас
стояние от этих точек до проекций светильников на рабочую поверхность. Светильники на схеме п
о-
мечены цифрами 1,2,3 и тд.
-
светильники;
А, Б, В
-
контрольные точки
Рисунок 9
.1 -
Схема расположения светильников и контрольных точек
Результаты расчета сводим в таблицу 9.5
4,5
9
9
1 4 7
2 5 8
A
9 В
3 6 9
Б
4,5
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 9.5 -
Результаты расчета
Контрольная
то
ч-
ка А
Контрольная точка Б
Контрольная точка В.
Ра
с-
стояние от контр. точки до проек. свет. на раб. поверх.,
м
еу
с,
лк
Расст
о-
яние от
контр. точки до проек. свет. на раб. п
о-
верх.,
м
еус,
лк
Расст
о-
яние от контр. точки до пр
о-
ек. свет. на раб. поверх.,
м
еус
,
лк
А1=13,
ﰲ
Б3=4,5
В1=10,0
ﰵ
А2=4,5 Б6=4,5
В4=10,0
ﰵ
А3=4,5
Б2=10,
ﰵ
В2=4,5
А4=16,
ﰱ
Б5=10,
ﰵ
В3=4,5
А5= ﰵ
Б9=13,
ﰲ
В5=4,5
А6=10,
ﰵ
Б8=16,
ﰱ
В6=4,5
А7= ﴭ
Б4=18,
ﰵ
В7=18,5
ﰰ
А8= ﰰ
Б1=18,
ﰱ
В8=10,0
ﰵ
А9= ﰰ
Б7=22,
ﴭﴭ
В9=10,0
ﰵ
∑
е
ус=
∑
еу
с=7
ﰴ
∑
е
ус=
Световой поток светильника, необходимый для создания нормируемой освещенности в контрольной точке с наименьшей освещенностью, определяе
т-
ся по формуле:
F
=1000*
E
н*К/µ*∑
еус
, лм. (9.
8
)
где E
н –
нормируемая освещенность (принимаем 100 лк);
К
-
коэффициент запаса 1,8
.
µ
-
коэффициент, учитывающий влияние уд
а-
ленных источников света, принимае
м равным 1,1;
С
качано с http://ястудент.com
∑
еус(
min
)
-
наименьшая суммарная условная освещенность в контрольной т
очке от всех светильников (таблица 9
.5).
F
=1000*100*1,8/1,1*7,4=22113 лм
Мощность источника света выбираем исходя из расчетного светового п
о-
тока F
расч.
= 22113 лм. Принимаем л
ампу ДРЛ 500М с мощностью 500 Вт и св
е-
товым потоком F
л=21000 лм по
.
Фактическая освещенность в конкретной точке определяется по формуле: Еф=Ен
-
F
л
/
F
, лк;
Еф=100
-
21000/22113=99,05 лк
Отклонение фактической освещенности от нормируемой (∆) составит
∆=(Ен
-
Еф)/Ен*100%
∆=(100
-
99,05
)/100*100%=0,95%
Отклонение в большую сторону на 20 % и в меньшую на 10 % допускае
т-
ся.
Пожарная безопасность на участке котла
Кислородно
-
конвертерный цех –
это производство связанное с обращением несгораемых веществ и материал
ов в горячем и раскале
н-
ном состоянии, процесс обработки которых сопровождается выделен
и-
ем лучистого тепла, искр.
Используя ОНТП 24
-
86 «Определение категорий помещений и зданий по взрывной и пожарной опасности» относим кислородно
-
конвертерный цех к к
а-
тегори
и Г. Определяем требуемую огнестойкость здания. В здании использ
у-
ются источники зажигания –
электрические дуги, открытый огонь, образуются искры, капли и брызги жидкого металла. Поэтому, по требованию пожарных норм, здание должно быть выполнено из негорючи
х материалов. Принимаем в проекте сталь, железобетон, бетон, кирпич, стекло.
В соответствии с количеством этажей здания цеха, равным 1 и площадью здания 5357 м
2
, по СниП 2.09.02
-
85 определяем требуемую степень огнесто
й-
кости здания –
I
. Требуемые пределы ог
нестойкости основных элементов ко
н-
струкций здания цеха, и принятая группа возгораемости определена по ДБН В.1.1
-
7
-
2002. Пределы огнестойкости элементов конструкций зданий привед
е-
ны в таблице 9
.6.
Исходя из этого принимаем следующую минимальную толщину конс
труктивных элементов здания:
-
с
тены несущие из силикатного кирпича толщиной не менее 12 см;
-
с
тены внутренние несущие (перегородки) из бетона толщиной не менее 2,5 см;
-
к
олонны стальные, защищенные штукатуркой по сетке, толщ
и-
ной не менее 5 см
.
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 9.
6 -
Пределы огнестойкос
ти элементов конструкций здания
Степень
Огнестокости
зданий
Стены
Колоны
Перекры тия между этажные (в т. ч. черда
ч-
ныеи над по
д-
вала
ми)
Элементы со
в-
мещенных п
е-
рекрытий
Несущие и лестничных клеток
Самонесущие
Внешние нес
у-
щие
Внутренние н
е-
сущие
Плиты, наст
и-
лы, прогоны
Балки, фермы, арки, рамы
І
ﴰ
ﴰ
ﴰ
ﴰ
ﴰ
Покрытия с использование железобетонных ферм и сборных ж
е-
лезобетонных плит с арматурой из армированной стали класс А
-
III
(20мм)
-
толщиной не менее 6,5 см.
Для тушения возможных пожаров оснащаем цех средствами пе
р-
вичного пожаротушения –
переносными огнетушителями. Их потре
б-
ность определяется в зависимости от класса возможных пожаров, кат
е-
гории взрывной и пожарной опасности, помещения цеха и предельной защищаемой площади. В помещении цеха находятся электроустановки, может возникнуть пожар класса (Е).
Необходимое количество огнетушителей для цеха определяем по формуле:
(9.
9
)
где F
–
защищаемая площадь помещения, м
2
;
n
-
предельная защищаемая площадь помещения двумя огнетуш
и-
телями, м
2
Огнетушители рекомендованные для оснащения объекта: Поро
ш-
ковые огнетушители вместимостью 5л. С
качано с http://ястудент.com
Таблица 9.7 -
Исходные параметры
Наименование параметра
Услов.
обозн.
Размер
ность
Числ.знач
ение
1Температура излучающ. поверх.
Т
Град,К
2Площадь излуч. поверх.
м
2
0,
85
3Коэффициент диафрагмирования
Д
︰
4Коэффициент, зависящий от свойств облучаемого объекта В
ﰰ
5Угол смещения объекта с линии перпенд. излучающей пов
ти
А
Град.
6Расстояние от объекта до излуч
а-
ющей поверх.ности
Х
м
︲
7Коэфф. зависящий от расстояния до излучающей пов
ти и ее площ
а-
ди
М
С
ﰰ
8Допустимая интенсивность обл
у-
чения на рабочем месте
Е
1
Вт/м
2
6
50,0
9Количество вариантов
Таблица 9.8 -
Параметры экранов. Исходные данные
Материал экрана
Длит. доп. интенсив. облуч. экрана
Ед,кВт/м
2
Толщ. матер. экрана, Р, мм
Коэф
ент отражения К1
Коэф
ент
поглощ
е-
ния
К3
1Сталь полированная
ﰷ
︵
2Альфоль на стеклопласт
и-
ке
ﰹ
︶
3Альфоль на стальном л
и-
сте
ﰹ
︵
4Стальной лист покрытый алюминиевой краской
ﰶ
︵
5Белая жесть
ﰵ
ﰲ
ﰹ
︵
Результаты расчета представлены в таблице 9.9
С
качано с http://ястудент.com
Таблица 9.9 -
Результаты расчета
Материал экрана
Е
2
,Вт/м
2
N
,шт.
,мм
Е
4
,Вт/м
2
Э, раз
1Сталь полирова
н-
ная
︲
ﰷ
2Альфоль на сте
к-
лопластике
︰
3Альфоль на стал
ь-
ном листе
︰
櫓
4Стальной лист п
о-
крытый алюмини
е-
вой краской
櫓
5Белая жесть
︰
ﰳ
Расчет отражающего экрана для защиты от теплоизлучения подручного сталевара.
Р
асчет выполняем
на компьютере
. Исходные данные для расчета прив
е-
дены в таблице 9
.
7
и таблице 9
.
8
.
Результаты расчета показывают, что для защиты человека от тепловых излучений толщина последнего листа в экране должна быть не менее R
=0,010мм. Выбираем экран из стали полиро
ванной. Расчетная интенсивность облучения материала экрана Е
2
=67,4 кВт/м
2
, что превышает длительно доп
у-
стимую величину Ед=56,0 кВт/м
2
.
Однако продолжительность воздействия облучения в течение часа не превышает 11 минут. При кратковременном воздействии длит
ельно допуст
и-
мую интенсивность разрешается увеличивать до Ед’= (1,5
-
1,7)* Ед, т.е. Ед’=1,5*56,0=84,0 кВт/м
2
Кратковременная допустимая интенсивность облучения удовлетворяет итенсивность облучения на рабочем месте с 67,4 до 0,65 кВт/м
2
т.е. в 104 раза.
С
качано с http://ястудент.com
1
0
ГРАЖДАНСКАЯ ОБОРОНА
Обеспечение пожарной безопасности рабочих и служащих ККЦ ОАО «МК Азовсталь» в чрезвычайных ситуациях»
1
0
.1 Основные положения
Требования Законодательства Украины по обеспечению защиты насел
е-
ния и объектов хозяйствования (ОХ) в чрезвычайных
ситуациях.
Гражданская оборона Украины является государственной системой орг
а-
нов управления, сил и средств, создаваемых для организации и обеспечения защиты населения от последствий
(ЧСТиПХ) и военного характера.
Чрезвычайная ситуация -
наруше
ние нормальных условий жизни де
я-
тельности людей на объекте или территорий, вызванное аварией, катастрофой, стихийным бедствием, эпидемией, эпизоотией, эпифитотией, большим пож
а-
ром, применением средств поражения, которые привели или могут привести к человеч
еским и материальным потерям.
Меры ГО распространяются на всю территорию Украины.
Задачами ГО Украины являются:
-
предупреждение возникновение
ЧСТиПХ происхождения и
внедрение мер по уменьшению убытков и потерь в случае аварий, катастроф, взрывов, больших пожаров и стихийного бедствия;
-
оповещение населения об угрозе и возникновения ЧС в мирное и вое
н-
ное время и постоянное информирование его о складывающейся обстановке;
-
защита населения от последствий аварий, катастроф, больших пожаров, стихийного бедств
ия и применения средств поражения, организация жизн
е-
обеспечения населения во время аварий, катастроф, стихийного бедствия и в военное время;
-
организация и проведение спасательных и других неотложных работ в районах бедствия и местах поражения;
-
подготов
ка и переподготовка руководящего состава ГО, е органов управления и сил, обучение населения умению применять средства индивид
у-
альной защиты и действовать в ЧС.
Основными задачами в области защиты населения и территорий от
чрезвычайных ситуаций техногенног
о и природного характера являются:
-
осуществление комплекса мероприятий по предотвращению и реагир
о-
ванию на чрезвычайные ситуации техногенного и природного характера; -
обеспечение готовности и контроля за состоянием готовности к де
й-
ствий и взаимодействи
я органов управления в этой сфере, сил и средств, пре
д-
назначенных для предотвращения чрезвычайных ситуаций техногенного и пр
и-
родного характера и реагирования на них.
С
качано с http://ястудент.com
Защита населения и территорий от чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера
осуществляется на принципах приоритетности задач, направленных на спасение жизни и сохранение здоровья людей и окружающей среды; безусловного предпочтения рациональной и превентивной безопасн
о-
сти; свободного доступа населения к информации по защите населе
ния и те
р-
риторий от чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера; личной ответственности и заботы граждан о собственной безопасности, неукоснительного соблюдения ими правил поведения и действий в чрезвыча
й-
ных ситуациях техногенного и природног
о характера; ответственности в пред
е-
лах своих полномочий должностных лиц по соблюдение требований настоящ
е-
го Закона; обязательности заблаговременной реализации мероприятий, напра
в-
ленных на предотвращения возникновения чрезвычайных ситуаций техноге
н-
ного и п
риродного характера и минимизации их негативных психосоциальных последствий; учета экономических, природных и других особенностей терр
и-
торий и степени реальной опасности возникновения чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера; максимально в
озможного, эффективного и комплексного использование имеющихся сил и средств, предназначенных для предотвращения чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера и реагирования.
Информирование и оповещение в области защиты населения и террит
о-
рий о
т чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера является основным принципом, главным и неотъемлемым элементом всей системы м
е-
роприятий такой защиты. Информацию в области защиты населения и террит
о-
рий от чрезвычайных ситуаций техногенного и прир
одного характера соста
в-
ляют сведения о чрезвычайных ситуациях техногенного и природного характ
е-
ра, прогнозируемых или возникших с определением их классификации, границ распространения и последствий, а также способы и методы реагирования на них. Центральны
е и местные органы исполнительной власти, исполнительные органы советов обязаны предоставлять населению через средства массовой и
н-
формации оперативную и достоверную информацию о состоянии защиты нас
е-
ления и территорий от чрезвычайных ситуаций техногенного и природного х
а-
рактера, о возникновении чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера, методах и способах защиты, принятия мер по обеспечению безопа
с-
ности. Укрытие в защитных сооружениях, при необходимости, подлежит населения в соответствии с
его принадлежности к группам (работающая смена, населения, проживающего в опасных зонах). Создание фонда защитных сооружений обеспечивается путем комплек
с-
ного освоения подземного пространства городов и населенных пунктов; дооб
о-
рудование с учетом реальной
обстановки подвальных и других заглубленных С
качано с http://ястудент.com
помещений; строительства заглубленных сооружений, отдельно расположе
н-
ные от объектов производственного назначения и приспособлены для защиты; массового строительства, в период угрозы возникновения чрезвычайных с
иту
а-
ций техногенного и природного характера, простейших хранилищ и укрытий; строительства отдельных хранилищ и противорадиационных укрытий. Эвакуации подлежит население, проживающее в населенных пунктах, находящихся в зонах возможного катастрофического затопления, возможного опасного радиоактивного загрязнения, химического поражения, в районах во
з-
никновения стихийного бедствия, аварий и катастроф (если возникает неп
о-
средственная угроза жизни и здоровью человек). В зависимости от обстановки, сложившейся на время чрезвычайной сит
у-
ации техногенного и природного характера, может быть проведено общую или частичную эвакуацию населения временного или необратимый характер. Общая эвакуация проводится по решению Кабинета Министров Украины для всех категорий насел
ения и планируется на случай возможного опасного радиоактивного загрязнения территорий вокруг атомных электростанций (если возникает непосредственная угроза жизни и здоровью людей, проживающих в зоне поражения); возникновения угрозы катастрофического затоп
ления местн
о-
сти с четырехчасовым добеганием прорывной волны. Эвакуация населения проводится способом, который предусматривает вывоз основной части населения из зон чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера всеми видами имеющегося транспорт
а, а в случае его о
т-
сутствия или недостаточности, а также в случае разрушения транспортных п
у-
тей -
организованный вывод населения пешим ходом по заранее разработанным маршрутам. При проектировании и эксплуатации сооружений и других объектов х
о-
зяйства, пос
ледствия деятельности которых могут вредно повлиять на безопа
с-
ность населения и окружающей среды, обязательно разрабатываются и ос
у-
ществляются мероприятия инженерной защиты с целью предотвращения во
з-
никновение чрезвычайной ситуации техногенного и природног
о характера. Меры предотвращения или уменьшения степени поражения людей, сво
е-
временного оказания медицинской помощи пострадавшим и их лечения, обе
с-
печения эпидемического благополучия в зонах чрезвычайных ситуаций техн
о-
генного и природного характера должны
предусматривать планирование и и
с-
пользование существующих сил и средств учреждений здравоохранения нез
а-
висимо от форм собственности и хозяйствования и т.д.
Для оказания бесплатной медицинской помощи пострадавшим от ЧСТиПХ гражданам, спасателям и лицам, у
частвующим в ликвидации чрезв
ы-
чайных ситуаций техногенного и природного характера, действует Госуда
р-
ственная служба медицины катастроф как особый вид государственных ав
а-
рийно
-
спасательных служб.
С
качано с http://ястудент.com
Защита от биологических средств поражения включает своевремен
ное выявление факторов биологического заражения, в зависимости от их вида и степени поражения, проведение комплекса административно –
хозяйственных, режимно –
ограничительных
и специальных противоэпидемических и мед
и-
цинских мероприятий. Радиационная и хим
ическая защита включает мероприятия по выявлению и оценки радиационной и химической обстановки, организации и осуществл
е-
ние дозиметрического и химического контроля, разработки типовых режимов радиационной защиты, обеспечение средствами инд
и-
видуальной и ко
ллективной защиты, организацию и п
роведение специальной обработки.
Требования Закона Украины «О пожарной безопасности»
Обеспечение пожарной безопасности является неотъемлемой частью
государственной деятельности по охране жизни и здоровья людей, нац
и-
онально
го богатства и окружающей среды. Этот Закон определяет общие пр
а-
вовые, экономические и социальные основы обеспечения пожарной безопасн
о-
сти на территории Украины, регулирует отношения государственных органов, юридических и физических лиц в этой отрасли неза
висимо от вида их деятел
ь-
ности и форм собственности.
Правовой основой деятельности в области пожарной безопасности явл
я-
ется Конституция (254к/96
-
ВР), настоящий Закон и иные законы Украины, п
о-
становления Верховной Рады Украины, указы и распоряжения Президен
та Украины, декреты, постановления и распоряжения Кабинета Министров Укр
а-
ины, решения органов исполнительной власти, местного и регионального сам
о-
управления, принятые в пределах их компетенции.
Обеспечение пожарной безопасности является составной частью пр
ои
з-
водственной и иной деятельности должностных лиц, работников предприятий, учреждений, организаций и предпринимателей. Это должно быть отражено в трудовых договорах (контрактах) и уставах предприятий, учреждений и орг
а-
низаций.
Обеспечение пожарной безопас
ности предприятий, учреждений и
организаций возлагается на их руководителей и уполномоченных ими лиц, если иное не предусмотрено соответствующим договором.
К компетенции центральных органов исполнительной власти в области пожарной безопасности относятся: п
роведение единой политики в области п
о-
жарной безопасности; определение основных направлений развития науки и техники, координация государственных, межрегиональных мероприятий и научных исследований в области пожарной безопасности, руководство соотве
т-
ствующ
ими научно –
исследовательскими учреждениями; разработка и утве
р-
ждение государственных стандартов, норм и правил пожарной безопасности; установление единой системы учета пожаров; организация обучения специал
и-
С
качано с http://ястудент.com
стов в области пожарной безопасности, руководств
о пожарно
-
техническими учебными заведениями; оперативное управление силами и техническими сре
д-
ствами, привлекаются к ликвидации крупных пожаров; координация работы по созданию и выпуску пожарной техники и средств противопожарной защиты, установление госуда
рственного заказа на их выпуск и поставку; сотруднич
е-
ство с органами пожарной безопасности других государств.
Граждане Украины, иностранные граждане и лица без гражданства, нах
о-
дящихся на территории Украины, обязаны: выполнять правила пожарной бе
з-
опасности
, обеспечивать здания, принадлежащие им на праве личной собстве
н-
ности, первичными средствами тушения пожаров и противопожарным инве
н-
тарем, воспитывать у детей осторожность в обращении с огнем; сообщать п
о-
жарную охрану о возникновении пожара и принимать мер
ы к ее ликвидаци
и, спасению людей и имущества.
Метод анализа пожарной опасности, технологические решения по пред
у-
преждению возникновения пожара.
Пожарная безопасность промышленных предприятий обеспечивается с
и-
стемами предотвращения пожара и промышленной за
щиты, а также организ
а-
ционно –
техническими мероприятиями. Разработка таких систем осуществл
я-
ется исходя из анализа пожарной опасности и защиты технологических проце
с-
сов. Метод анализа пожарной опасности и защиты технологических процессов производства осно
вой на выявление в производственных условиях причин во
з-
никновения горящей среды, источников зажигания и путей распространения огня.
Анализ пожарной опасности и защиты технологических процессов прои
з-
водств осуществляется поэтапно.
После изучения технологии производств определяют, в которых соде
р-
жится легковоспламеняющееся и горючие жидкости, горючие газы и измел
ь-
ченные твердые горючие вещества и материалы.
Предупреждение возникновения пожара на технологическом оборудов
а-
нии в различных режимах его функциониро
вания:
1)
п
редупреждение образования горючей среды внутри технологического оборудования при нормальной работе;
2)
д
ля предупреждения образования горючей среды при остановке из а
п-
паратов полностью сливают огнеупорные жидкости или стравливают горючие газы, на
джно очищают их от аппаратов и трубопроводов, находящихся под давлением, продувают инертными газами или пропаривают водяным паром от остатков и газов.
3)
н
аибольшую пожарную опасность для производства представляют с
о-
бой нарушения режима работы технологического оборудования и связанные с ними повреждения и аварии, при которых может образоваться горючая конце
н-
С
качано с http://ястудент.com
трация не только внутри аппарата, но и снаружи вследствие выхода значител
ь-
но
го количества горючих веществ.
1
0
.2 Взрывопожарная (пожарная) о
пасность энергетического хозяйства, свойства горючих
газов и жидкостей,
используемых или образующихся в те
х-
нологическом производстве
Данное здание (кислородно
-
конвертерный цех «МК Азовсталь») отдельно стоящее от металлургических цехов. Некоторые вспомогат
ельные участки, производственные помещения являются взрывопожароопасными.
Газовое и м
а-
зутное хозяйство по пожарной опасности относятся к категории Г, а маслох
о-
зяйство относятся к категории В.
Наружные ограждающие конструкции необходимо выполнять легко сбр
асывающимися. Площадь легко сбрасываемых ограждающих конструкций должна быть не менее 0,03м
2
на 1м
2
помещение.
При расстоянии, не превышающем 25м от наиболее удалнного рабочего места до выхода, допускается предусматривать один эвакуационный выход; при это
м число рабочих в помещении не должно быть более 5 человек в других случаях необходимо не менее 2 выходов. Взрывопожарная (пожарная) опасность энергетического хозяйства, гор
ю-
чих газов и жидкостей, используемых или образующихся в технологическом производст
ве:
Для правильного выбора мероприятий по пожарной защите зданий и с
о-
оружений при их проектировании в первую очередь необходимо установить к
а-
тегорию пожарной опасности зданий. В зависимости от категории пожарной опасности здания и необходимой площади этаже
й устанавливают степень огн
е-
стойкости
здания, количество этажей, длину пути эвакуации, необходимость устройства аварийной противодымной вентиляции.
В соответствии с нормами технологического проектирования
ОНТП
–
24
-
86 «
Определение категорий помещений и зданий по взрывопожарной и п
о-
жарной опасности
»
помещения и здания подразделяются на категории А, Б, В, Г и Д.
При аварии на подстанции произошел выброс пропана V
г
= 7 м
3
свобо
д-
ный объм помещения V
св
= 700 м
3
.
Определяется избыточное давление взрыва по форму
ле:
где
Р
0
-
начальное давление Р
0
=101кПа;
m
-
масса горючего газа;
С
качано с http://ястудент.com
Р
max
-
максимальное
давление взрыва стехиометрической газовоздушной смеси
в замкнутом объеме
Р
max
= 900 кПа;
z
= 0,5 –
коэффициент учета горючего во взрыве;
К
н = 3 –
коэффициент неравномерности процесса горения;
m
–
масса горючего газа, вышедшего в результате расчетной аварии в п
о-
мещении, определяется по формуле:
m
= V
г · ρ
г
,
где V
г
-
объем газа, м
3
;
ρ
г
-
плотность пропана
ρ
г
= 1,562 кг/м
3
;
Стехиометрическая концентрация
горючих газов определяется по форм
у-
ле:
где β –
стехиометрический коэффициент кислорода в реакции сгорания.
где n
C
, n
H
, n
O
, n
X
–
число атомов С, Н, О и галоидов в молекуле горючего.
Определим массу горючего газа, вышедшего в результате расчетной ав
а-
рии в помещении:
m = 7·1,562 = 10,94 кг,
Стехиометрический коэффициент кислорода в реакции сгорания:
Стехиометрическая концентрация горючих газов:
Избы
точное давление взрыва:
Из приведенного расчета видно, что при данном объеме помещения и п
о-
ступлении в помещение в случае аварии бутана избыточное давление взрыва ΔР превышает 5 кПа, то помещение является взрывопожароопасным и должно быть отнесено к категории А.
Здание относится к категории В, так как одновременно вы
полнены два условия:
а) здание не относится к категориям А, Б
б) суммарная площадь помещений категорий А, Б и В пре
вышает 5 % сум
марной площади всех помещений.
С
качано с http://ястудент.com
Выв
оды и предложения по снижению категории взрывоопасной или п
о-
жарной опасности исследуемого объекта в пределах допустимого риска и эк
о-
номической целесообразности:
1. Помещения должны оборудоваться установками автоматического п
о-
жаротушения и разделятся противопожарными перегородками
1го типа на ч
а-
сти площадью не более 3000м
2
каждая: при этом ширина каждой части не должна превышать 30м. В помещениях необходимо предусматривать окна ш
и-
риной не менее 0,75м и высотой не менее 1,2 м. Перекрытие над подвалами д
олжны иметь придел огнестойкости не менее 0,75ч.
2. Коридоры должны быть шириной не менее 2 м с выходами непосре
д-
ственно наружу или через обособленные лестничные клетки. Перегородки, о
т-
деляющие помещения от коридоров, должны быть противопожарными 1го т
и-
па.
Коридоры необходимо через каждые 60м разделять противопожарными п
е-
регородками.
3. В помещении высота от пола до низа выступающих конструкций пер
е-
крытий должны быть не менее 2,2 м.
4. Аварийная вентиляция для удаления дыма при пожаре предусматрив
а-
ется для обеспечения безопасной эвакуации людей.
5. Для лучшего использования площади здания в них встраиваются эт
а-
жерки для размещения технологического оборудования. Колонны этажерок и площадок в зданиях 3 степени огнеопасности.
6. Участки перекрытий и технологиче
ских площадок, на которых уст
а-
новлены аппараты, установки и оборудования с наличием в них легковоспл
а-
меняющихся и горючих жидкостей, должны иметь глухие бортики из негор
ю-
чих материалов.
7. По периметру наружных стен здания –
ограждения на кровле.
8. Для об
еспечения пожарной безопасности кабельного хозяйства пред
у-
сматриваются мероприятия исключающие возможность попадания огня в к
а-
бельные туннели или подвалы.
11.3
Пути и способы обеспечения пожарной безопасности на исследу
е-
мом объекте
Комплекс мероприятий о
беспечивающих пожарную безопасность:
Пожарная безопасность объектов должна обеспечиваться: системой предотвращения пожара; системой противопожарной защиты;
Предотвращение пожара должно достигаться: предотвращением образ
о-
вания горючей среды: предотвращаем о
бразование в горючей среде источников зажигания. Предотвращение образования горючей среды должно обеспечиват
ь-
ся: максимально возможным применением негорючих и трудногорючих в
е-
ществ и материалов: изоляцией горючей среды, поддержание концентрации г
о-
С
качано с http://ястудент.com
рючих газ
ов вне пределов их воспламенения, применением для горючих в
е-
ществ герметичного оборудования и тары, применение изолирующих отсеков, камер. Предотвращение образования в горючей среде источников зажигания должно достигаться, применением машин; механизмов, об
орудования, устройств, при эксплуатации которых не образуются источники зажигания: применением электрооборудования, соответствующего классу пожарной и взрывоопасной зоне и др. Противопожарная защита должна обеспечиваться: применением электрооборудованием, соответствующего классу пожарной и взрывоопасной зоне и др.
Противопожарная защита должна обеспечиваться: применением средств пожаротушения и соответствующей пожарной техники; применением автом
а-
тических установок пожарной сигнализации и пожаротушения; прим
енением средств коллективной и индивидуальной защиты людей от опасных факторов пожара. Средства коллективной и индивидуальной защиты должны обеспеч
и-
вать безопасность людям в течение всего времени действия опасных факторов пожара. Коллективную защиту надо о
беспечивать с помощью пожаробезопа
с-
ных убежищ или других конструктивных решений. Система противопожарной защиты должна обеспечивать незадымление, слежение температуры и удаление продуктов сгорания на путях эвакуации в течение времени достаточного для эваку
ации.
Организационно –
технические мероприятия должны включать: орган
и-
зацию пожарной охраны соответствующего вида; организацию обучения раб
о-
чих и служащих правилам пожарной безопасности; разработку и реализацию норм и правил пожарной безопасности, инструкц
ий о порядке работы с пож
а-
роопасными веществами и материалами: разработку мероприятий по действиям рабочих и служащих на случай возникновения п
ожара и организации эваку
а-
ции.
Ответственность и обязанности первых руководителей за обеспечение пожарной безопас
ности на действующих объектах (подразделениях объекта).
В соответствующем законодательстве ответственность за обеспечение пожарной безопасности предприятий несут их руководители без права перед
а-
чи этой ответственности другим подчиннным или лицам. Руководи
тели обяз
а-
ны
организовать на подведомственных объектах изучение и выполнение правил пожарной безопасности всеми инженерно
-
техническими работниками, служ
а-
щими и рабочими, осуществлять общее руководство по обеспечению пожарной безопасности предприятия, выпол
нять в установленные сроки предписания государственного пожарного надзора и требования вышестоящих организаций, направленные на обеспечение пожарной безопасности, обеспечить предприятие необходимыми средствами пожаротушения, связи, противопожарным вод
о-
снаб
жением, пожарной агитацией, обеспечивать объективную пожарную охр
а-
ну соответствующими служебными, бытовыми и подсобными помещениями, С
качано с http://ястудент.com
необходимой пожарной техникой, организовывать на объекте добровольные пожарные дружины и пожарно
-
технические (коллективы) к
омиссии и обесп
е-
чивать их работу в соответствии с действующими положениями, организовать проведение на объекте противопожарного инструктажа, установить в произво
д-
ственных, административных, складских и вспомогательных помещениях стр
о-
гий противопожарный реж
им, периодически проверять состояние пожарной безопасности объекта.
Ответственность за пожарную безопасность отдельных цехов, лаборат
о-
рий, отделов, мастерских и других производственных участков несут их рук
о-
водители, а во время отсутствия последних лица, и
сполняющ
ие их обязанности.
С
качано с http://ястудент.com
ВЫВОДЫ
1.
В
ходе расчета кислородопровода установлено, что повышение расхода кислорода до 1400 нм
3
/мин не вносит
изменений
в конструктивные элементы кислородопровода и существующее давление обеспечивает необходимые р
е-
жимы работы.
2.
Рассмотрены вопросы повышения стойкости к эрозионному износу наконечника кислородной фурм
ы, что может увеличить срок служ
бы в 2 раза. 3
.
Расчет материального и теплового балансов конвертерной плавки велся по этапам продувки. Расчет показал, что
время, необходимое для сжигания с
о-
дерхащихся в шихте примесей составит 2,41328 минуты. За это время металл в конвертере прогреется от 1350 ◦
С до 1535 ◦
С. Выход годного металла при данной технологии составит 90,79 кг на 100 кг шихты. Необходимое для сжига
ния примесей количество технически чист
о-
го кислорода (99,5%) составит 6,526 кг на 100 кг шихты. Конечная температура получаемой стали будет 1655 ◦
С. Общее время ступенчатой продувки составит 14,7326 минут.
4
.
В результате выполненного теплового расчета ОКГ
-
400 установлено, что за основной период продувки
с интенсивностью дутья
1100 нм
3
/мин пр
о-
должительностью 11,3193 минуты и 1 минуту с интенсивностью 1300 нм
3
/мин расход газов, проходящий через горловину конвертера составит 28,1014 нм
3
/с. Расход газов при р
ежиме с частичным дожиганием и коэффициентом избытка воздуха α=0,4 проходящих через котел
-
охладитель составит 48,4857 нм
3
/с. П
а-
ропроизводительность котла составит 229,156 т/час при давлении в барабане 4 Мпа. Для обеспечения безаварийной работы внесения из
менений в констру
к-
тивные элементы ОКГ
-
400 не требуется. 5
.
Аэродинамический расчет показал, что при внедряемой технологии п
о-
тери давления перед нагнетателем составят 13939,23 Па при объеме отходящих газов 4477,5 нм
3
/мин. Запыленность газов на выходе из ОК
Г
-
400 составит 118 г/м
3
. При данной потере давления газоочистные сооружения обеспечат очистку до 100 мг/м
3
. Для обеспечения работы газоочистных сооружений внесения и
з-
менений в их
конструктивные элементы не требуется.
6. Выполнен расчет экономической эффект
ивности проекта реконстру
к-
ции. Показано, что в результате внедрения предложенных технических реш
е-
ний возможно: сокращение длительности цикла плавки с 40,6 до 39,52 мин; увеличение годовой выплавки стали на 2,737 %; экономический эффект 14,98 млн. грн. С
качано с http://ястудент.com
П
ЕРЕЧЕНЬ ССЫЛОК
1.
Бережинский А.А. Охлаждение и
очистка газов кислородных конв
ерт
е-
ров / А.А
.
Бережинский, А.Ф
. Циммерман. –
М.: Металлургия. –
1975. –
192 с.
2. Бигеев А.М. М
еталлургия стали: Учебник для вузов. –
2
-
е изд., перераб. и доп. / Бигеев А.М. –
М.: Металлургия. –
1998. –
480 с.
3. Ойкс
Г.Н., Иоффе Х.М. Производство стали. Расчет
ы / Г.Н.
Ойкс
, Х.М. Иоффе.
–
М.: Металлургия. –
1975. –
480 с. 4. Паспорт нагнетателя типа Н
-
8500
-
11
-
3.
5. Тепловой расчет котельных агрегатов. Нормативный метод. /
Под ред
. Н.В. Кузнецова и др. –
М.: Энергия. –
1973. –
296 с.
6. Ривкин С.Л. Термодинамические свойства воды и водяного пара: Спр
а-
вочник / С.Л
.
Ривкин, А.А
.
Александров
–
М.: Энергоатомиздат. –
1984. –
80 с.
7. Липов Ю.М. Компоновка и тепловой расчет парогенерато
ра: Учеб. п
о-
собие для вузов. /
Ю.М. Липов, Ю.Ф. Самойлов, З.Г. Модель. –
М.: Энергия. –
1975. –
176 с.
8. Бигеев А.М. Совершенствование производства стали в мартеновских печах кислородных конвертерах. Сб
орник научных трудов. Выпуск 40 / А.М. Бигеев
.
–
М.: Энергоатомиздат. –
1988. –
528 с.
9. Аэродинамический расчет котельных установок. Нормативный метод. /
Под ред. С.И. Мочана. –
Л.: Энергия. –
1997. –
255 с.
10.Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям.
/ Под ред. М.О. Штейнберга. . –
М.: М
ашиностроение. –
1992. –
672 с.
11. Сущенко А.В., Евченко В.Н., Балаба А.П.
К вопросу о теплообмене в системе охлаждения кислородных фурм конвертеров верхнего дутья
// Изв. в
у-
з
ов
. Черная металлургия. 2007. №1. С.19
-
23.
12. Повышение стойкости наконечников фурм для 350
-
т конвертеров / А.В. Сущен
ко, А.А. Ку
д
рюков // Сталь. 1996. №5. С. 14
-
17.
13. Иванов Н.Н., Иванов А.Н., Горшков С.П. и др. // Сталь. 2006. №1. С. 24
-
26.
14. Жульковский О.А. Математическая модель тепловой работы наконе
ч-
ника верхней кислородной фурмы / / Известия ВУЗов. Черная
металлур
.
-
2000.
-
№4.
-
c.8
-
12.
15. N. Jin. «Heat pipe cooled injection lances -
experimental investigation and mathematical modeling». / Ph.D. Thesis, McGill University, 1997
С
качано с http://ястудент.com
16. Сущенко А.В., Балаба А.П.
Анализ эффективности гидродинамич
е-
ской работы систем охлаждениря наконечников кислородных фурм // Вестник
Приазовского государственного технического университета. 2008. Вып. 18. С. 121
-
125.
17. Величко А.Г., Гришин В.С., Грядунов В.А. Ус
овершенствование ко
н-
струкций наконечника кислородной фурмы в современных конверторных цехах // Металл и ли
тье
Украины. 2002. № 3.4. С.32
-
33.
18. Баптизманский В.И. Конвертерные процессы производства стали. Теория, технология, конструкция агрегатов / В.И. Б
аптизманский, М.Я. Меджибожский –
Киев, Донецк: Вища шк., 1984. -
343с
19. Лухтура Ф.И. Методические указания к выполнению курсовой работы «Расчет газодинамических параметров при течении газов в трубах, соплах и струях» / Сост.: Ф.И. Лухтура –
Мариуполь: П
ГТУ, 2005
20. Об эрозийном износе продувочных сопл фурм кислородных конверт
е-
ров верхнего дутья / Ф.И. Лухтура, А.В
.
Сущенко, В.Н. Ев
ченко В.Н
. // Вестник ПГТУ. 2003. №13. С.244
-
250.
21. Баптизманский В.И. Проблемы технологии и теории современной конвертерн
ой плавки / В.И. Баптизманский // Сталь. –
1989. -
№9. –
С. 18
-
23.
2
2
. Закон Украины «О гражданской обороне», 1999.
2
3
. Закон Украины «О защите населения и территорий от чрезвычайных ситуаций техногенного и природного характера», 2000.
2
4
. Закон Украины о защите человека от ионизирующих излучений», 1998.
2
5
.Шоботов В.М. «
Пожарная безопасность
»: Учебное пособие.
-
ПГТУ, 2004г.
2
6
. Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий. СНиП
-
71. –
М., 172. 36с.
2
7
. ГОСТ 12.1.005 –
88 ССБТ «Общие санитарно
-
гигиенические требов
а-
ния к воздуху рабочей зоны». М.: Издательство стандартов
2
8
. Правила устройства электроустановок. М.
-
Л.:Энергия. 1965
29
. Кнорринг Г. М. Справочная книга по проектированию электрического освещения. –
Л.: Энергия, 1976. –
358с
.
С
качано с http://ястудент.com
30
. СНиП II
-
4
-
79. Естественное и искусственное освещение. –
М.: Стро
й-
издат, 1980
3
1
. Гейзер Г.К.
Методические указания к выполнению организационно
-
экономической части дипломных проектов(для студентов специальности 10.07)
/ Г.К. Гейзер. –
Мариуполь: ММИ
,
–
1991. –
35 с.
Автор
mythebestmail
Документ
Категория
Образование
Просмотров
4 561
Размер файла
2 429 Кб
Теги
энергохозяйства, конвертерного, цеха, азовсталь, ККЦ, реконструкция
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа