8. КОНСТРУКЦИИ КОНВЕРТЕРОВ | Металлолом

8.1. параметры конструкций конвертеров

(8.1)

Основной характеристикой конвертера является его садка Т, т. е. масса металлических шихтовых материалов (чугуна и лома), загружаемых в конвертер на плавку. Тоннаж плавки (масса жид­кой стали, получаемой после продувки) Mct равен произведению, садки конвертера на выход жидкой стали Рсл:

М„ = TPjm.

В зависимости от типа конвертерного процесса и технологии про­дувки выход жидкой стали, чаще называемый выходом годного, составляет 85—92 %.

(8.2)

Существует также показатель — выход годных слитков Pcл для определения массы слитков Mcn, поставляемых конвертерным це­хом прокатным цехам:

Л*сл-Рсл 77100.

Выход годных слитков несколько меньше выхода жидкой стали (потери металла при разливке), он равен 84—91 %.

В промышленности садка конвертера в зависимости от типа процесса колеблется в пределах, приведенных в табл. 8.1. В оте­чественной практике используются типовые конвертеры садкой 100—130; 250 и 350 т. Соответственно типизируется и все оборудо-

Таблица 8.1. Садка промышленных конвертеров

Тип процесса

Садка, т

Садка типовых конвертеров в СССР, т

Бессемеровский

Томасовский

Малое бессемерование

Боковое кислородное дутье

Верхнее кислородное дутье

10- 50

11— 80 1-3

0,6-3

1.5; 2,5 0,8; 1,5; 2,5

(кислородно-конвертерный

30-380

130 (до 150); 250 (до 300); 350 (до 400)

30-250 30—250 (до 300)

Процесс):

Передельный чугун

Высокофосфористый чугуи Донное кислородное дутье

Вание, обеспечивающее работу конвертера, в результате чего уни­фицируются основные виды оснащения, что облегчает его изготов­ление.

Проекты разрабатываются таким образом, чтобы в результате небольшой реконструкции могла быть увеличена садка конверте­ров с целью повышения производительности цеха. Так, в типовых конвертерах верхнего кислородного дутья, имеющих по проекту садки 100—130, 250 и 350 т, в настоящее время масса завалки со­ставляет 150—170, 300 и 400 т соответственно.

Садка конвертера определяется в первую очередь производи­тельностью проектируемого конвертерного цеха Яцех, которую вы­бирают в зависимости от баланса металла на металлургическом за­воде, потребности в нем прокатных цехов. Производительность кон­вертерного цеха

^Тцех = ^раб^коив! (8-3)

Где Nраб — число одновременно работающих конвертеров; Яконв производительность одного непрерывно работающего конвертера.

Если конвертер ремонтируют непосредственно на его рабочем месте, то А^раб на один агрегат меньше числа конвертеров в цехе Wkohb- Это делается для обеспечения ритмичности потребления жид­кого чугуна, поступающего из доменного цеха, и поставки стальных слитков прокатным цехам.

Продолжительность ремонта конвертера (двое-трое суток) зна­чительно меньше длительности кампании агрегата. Поэтому су­ществуют периоды, когда в цехе могут работать все конвертеры. В этом случае производительность цеха возрастает, а при ремонте одного из них падает, что создает неритмичность в организационной увязке работы с доменным и прокатными цехами.

В типовых отечественных кислородно-конвертерных цехах обыч­но устанавливают три конвертера, два из которых постоянно нахо­дятся в работе, в некоторых случаях (Запсиб, «Азовсталь» и др.) цехи имеют два конвертера. В зарубежной практике в цехах уста­навливают два, три и четыре конвертера при постоянной работе со­ответственно одного, двух и трех агрегатов.

Годовая производительность непрерывно работающего конвер­тера, входящая в выражение (8.3), исчисляется массой выпускае­мых слитков

_ 8760(100 – Пр) Рсл т 4v

» конв— 100хпл 100 » IO.1*;

Где 8760 — число часов в году; TIp — простои конвертера; тПл — продолжительность цикла плавки. Последнее складывается из дли­тельности продувки и вспомогательных операций: завалки лома, заливки чугуна, отбора проб, измерения температуры, выпуска плавки.

Если удельный расход кислорода на 1 т стали составляет Vo2, а удельная интенсивность продувки в пересчете на вдуваемый реак – ционноспособный кислород t»o2, то продолжительность продувки

Тпрод = vO2 Iioi. (8.5)

Ш

Таблица 8.2. Показатели работы конвертеров для различных типов процесса

/о2, м3/т

МО.- м’/т

Тпрод ‘ мии

Тип процесса

Бессемеровский Томасовский Малое бессемерование Верхнее кислородное ду­тье:

Передельный чугун

Высокофосфористый

Чугун

60-70 65-75 140-160

4-6 4-6 6-10

12—15 12-20

15-25

2-5

1.5-4,0 2,5-5

50-60

50-65 45-65

12—25

16—30 11—22

Дойное кислородное дутье

В табл. 8.2 сопоставлены показатели, характеризующие темп ра­боты конвертеров. Для бессемеровского, томасовского и процесса малого бессемерования произведен пересчет воздушного дутья на содержащийся в нем кислород.

При хорошей организации работы продолжительность простоев сводится практически к нулю. В случае внеплановых простоев (ре­монт механизмов или в связи с отсутствием шихты) их продолжи­тельность может достигать 10 %. Некоторые виды простоев, связан­ные с неполадками конвертера, не сказываются на производитель­ности цеха, если вместо вышедшего из строя агрегата используется резервный. Таким образом, желая обеспечить заданную производи­тельность цеха, проектанты комбинируют параметры, определяю­щие ее: количество постоянно работающих конвертеров, их садку, продолжительность продувки и цикла плавки. В особых случаях возможны небольшие отклонения садки конвертера от типового зна­чения, при которых остальное типовое оборудование не меняется.

Иногда конвертеры имеют съемный корпус, что позволяет ремон­тировать футеровку не на рабочем стенде, а на специальном. На рабочий же стенд устанавливается агрегат с новой футеровкой. Операция по замене агрегатов занимает 1—2 ч, поэтому количество постоянно работающих конвертеров в цехе равно числу рабочих стендов. Так как масса корпуса с футеровкой составляет 300— 1000 т, необходимо оборудовать конвертерный пролет краном соот­ветствующей грузоподъемности. Садка конвертера со сменным кор­пусом ограничивается 50—160 т.

Увеличение садки конвертера в целесообразных пределах сопро­вождается улучшением почти всех технико-экономических показа­телей работы цеха (в первую очередь ростом производительности на одного трудящегося, снижением удельных капитальных затрат). Однако при этом необходимо изменять грузоподъемность кранов, параметры оборудования системы использования тепла и очистки отходящих газов, остального вспомогательного и механического оснащения.

При превышении определенного предела садки перед машино­строителями возникают сложные задачи, что может привести к ро­сту затрат на производство указанного оборудования. Это является

Рис. 8.1. Профиль и параметры конвертера с эксцентрической (а, б) и концент­рической (в) горловинами

Сдерживающим фактором в дальнейшем увеличении садки конвер­теров, которая в настоящее время достигает 350—400 т. В ближай­шем будущем возможно ее повышение до 500 т.

На рис. 8.1 показан профиль конвертера для донного (а) и бо­кового (б) воздушного, а также верхнего и донного кислородно­го (в) дутья, нанесены главные параметры конструкции конвертера. Конвертер состоит из конусной (шлемовой) I, цилиндрической II части и днища III.

Основным параметром конструкции конвертера является его удельный объем

Где Кконв — внутренний объем (полости) конвертера при новой фу­теровке. Удельный объем конвертера должен быть достаточным для того, чтобы в процессе продувки металл и шлак, с учетом их вспе­нивания и всплесков, не выбрасывались из рабочего пространства. Это обусловлено требованиями техники безопасности, а также необ­ходимостью уменьшения потерь металла с выбросами и выносами, поддержания чистоты и порядка на рабочей площадке и под кон­вертером. При чрезмерно больших объеме и высоте конвертера уве­личиваются высота здания цеха и капитальные затраты. В табл. 8.3 приведены параметры конструкций конвертеров для различных про­цессов.

При повышении содержания в чугуне таких элементов, как крем­ний и фосфор, окисляющихся в основных агрегатах, для ошлакова – ния кремнезема и пятиокиси фосфора добавляют известь, что при­водит к увеличению количества образующегося шлака. Так, при переработке в основных конвертерах полупродукта, лишенного крем­ния, количество шлака составляет 5—6 %, при продувке передель­ного чугуна 10—12, а высокофосфористого 30%. Соответственно возрастает опасность выбросов, что требует увеличения удельного объема. Для кислых процессов без добавок извести количество шла­ка не превышает 5—6 %. Поэтому при прочих равных условиях

Таблица 8.3. Параметры конструкций конвертеров

Vy д, м’/т

H/D

УД’

Тип процесса

1,1 — 1,4

1,3-1,7 0,5-0,8

1,3-1,6 1.6-2,4 2,5-3,0

0,7-1,0

1,2-1,8

1,3-1,8 (2,3) 1,2-1,3

0,8-1,2

0,7-0,9

Бессемеровский Томасовский Малое бессемерование Верхнее кислородное дутье:

Передельный чугун

Высокофосфористый чугун Донное кислородное дутье

(данном типе дутья, методе его ввода) кислые конвертеры имеют меньший удельный объем, чем основные.

Донная продувка, как уже отмечалось, отличается более спокой­ным ходом плавок, малым количеством выбросов, так как содержа­ние окислов железа в шлаке низкое. Поэтому при одном и том же составе дутья, например технически чистом кислороде, удельный объем конвертеров донного дутья несколько меньше, чем верхнего. В конвертерах донного воздушного дутья при одинаковой с кисло­родными процессами удельной интенсивности продувки в пересчете на кислород Io2 через ванну проходит, наряду с продуктами окисле­ния углерода, и неусваивающийся азот воздуха, т. е. значительно большее количество газов. Это способствует более интенсивным вы­бросам из ванны жидких фаз, чем при продувке технически чистым кислородом, и обусловливает необходимость увеличения удельного объема конвертера.

(8.7)

(8.8)

В ходе кампании по мере износа футеровки удельный объем кон­вертера увеличивается, поэтому при постоянной садке уменьшается интенсивность выбросов. Величина Ууд связана с основными пара­метрами конвертера: внутренним диаметром по футеровке D вн, ВЫ­СОТОЙ полости конвертера Явп и глубиной ванны hB (см. рис. 8.1). Если аппроксимировать внутреннюю полость конвертера и ванну металла цилиндрическими телами, то

^kohb =zVyiT– tcDIh H0. п/4; Уы=Т/Ры~кП2ви/1в/4,

Где Vm — объем металла; рм — плотность металла. Существуют определенные технологические, конструктивные и экономические предпосылки, позволяющие находить оптимальное значение каждо­го из этих параметров.

Рост внутренней высоты конвертера благоприятствует уменьше­нию выбросов и выноса, но сопровождается увеличением общей вы­соты здания цеха и соответственно капитальных затрат на его строительство. При большем диаметре ванны уменьшается агрес­сивное воздействие высокотемпературных фаз реакционной зоны на футеровку агрегата. Однако в этом случае увеличиваются размеры периферийных, плохо промешиваемых участков ванны, что вызыва­ет целый ряд технологических осложнений. Кроме того, если увели­чение Dbh сопровождается уменьшением высоты конвертера (при данном удельном его объеме), то повышаются механические потери металла. Все это в комплексе определяет оптимальное соотношение Явн/jDbh для данного агрегата или типа конвертера.

При переходе от воздушного к кислородному дутью в результате отсутствия в последнем азота объем выходящих из конвертера га­зов уменьшается. Это ослабляет интенсивность выбросов и выносов и позволяет уменьшить Куд и отношение HbhJDbh для однотипных по составу чугуна процессов (например, томасовского и верхней кис­лородной продувки высокофосфористых чугунов, табл. 8.3). Интен­сивность выбросов и выносов несколько снижается с ростом садки конвертера, так как при этом увеличивается число сопел фурмы и высота подъема жидких фаз ванны изменяется пропорционально интенсивности продувки на одно сопло в степени, меньшей единицы. Поэтому при более или менее постоянной удельной интенсивности продувки с увеличением садки агрегата отмечается и тенденция к уменьшению отношения HbbIDbh и удельного объема конвертера.

С углублением ванны при верхней продувке снижается опас­ность ее пробивания струей кислорода (реакционной зоной) и, сле­довательно, износа днища, а при донной устраняются «прострел» ванны и повышенный вынос металла. В то же время, если в конвер­терах с верхним дутьем ванна слишком глубока, придонные слои ее будут плохо перемешиваться.

Иногда на выбор соотношения Нва и D вн влияют конструктивные соображения. Так, в случае донного кислородного дутья в агрегате с концентрической горловиной (см. рис. 8.1, е) ванну необходимо располагать ниже уровня сопел при повалке конвертера в обе сто­роны для взятия пробы и выпуска. В связи с этим увеличивают Dbh или уменьшают диаметр зоны дутья. При донном воздушном дутье конвертер по технологическим соображениям можно наклонять только в одну сторону для обеих операций. Так как в этом случае горловина расположена эксцентрично (см. рис. 8.1,а), то Dbji мож­но не менять.

Тепловые потери будут минимальны при Явн/-Овн-И. Однако при выполнении этого условия наблюдаются повышенные потери метал­ла с выбросами и выносами, особенно в конвертерах небольшой и средней садки.

Выбирая параметры конвертера, учитывают их влияние на ка­чество металла. Так, в конвертерах с донной продувкой воздухом углубление ванны приводит к росту содержания азота в стали, что обусловливает необходимость ограничения hB. При донной кисло­родной продувке с увеличением hB повышается содержание в стали водорода, вносимого в металл из защитной среды.

Выбирая диаметр горловины, необходимо также принимать во внимание ряд моментов. С увеличением dT растут потери металла с выбросами и теплопотери конвертера во время продувки в результа­те более интенсивного охлаждения в межпродувочные периоды; в конвертерах с верхним кислородным дутьем усиливается вероят­ность подсосов воздуха в полость агрегата и повышения содержа­ния азота в стали. Уменьшение же диаметра горловины затрудняет отбор проб, замер температуры, торкретирование, завалку всего ло­

Профиль ванны имеет вид усеченно­го конуса (см. рис. 8.1, а ив), что по­зволяет уменьшить длину линии разъ­ема цилиндрической части и днища, снизить опасность затекания металла в зазоры и вероятность образования за­стойных участков в дальних углах ван­ны, обеспечить одинаковое расстояние между периферийными объемами ванны и реакционными зонами. В некоторых случаях в кислородных конвертерах верхнего дутья (см. рис. 8.1, в) с этой же целью днище делают сферическим. Таки­ми путями стремятся приблизить форму ванны к профилю износа футеровки.

8.2. методика расчета основных параметров

Конвертеров

Из изложенного в подразд. 8.1 следует, что размеры и форма конвертера, отдельных его элементов сильно влияют на ход плавки и показатели процесса. Выбрать параметры агрегата, которые по­зволили бы создать оптимальные условия протекания всех физико – химических явлений в нем и обеспечили бы достижение наилучших технико-экономических показателей, очень трудно. Решению задачи в значительной степени мешает недостаточность наших знаний в области закономерностей и взаимосвязи явлений, протекающих в конвертере. Поэтому ограничиваются решением задачи оптимиза­ции параметров с целью обеспечения хороших показателей работы конвертеров, определяющих экономичность процесса (капитальные затраты, производительность, выход годного и др.).

Существуют два метода расчета размеров проектируемого кон­вертера: эмпирический и аналитический. При использовании перво­го обобщают закономерности взаимозависимости размеров действу­ющих конвертеров данного типа, разрабатывают формулы опреде­ления параметров для новых строящихся агрегатов, полагая, что величины, полученные методом проб и ошибок, близки к оптималь­ным с точки зрения ряда основных показателей процесса.

Таблица 8.4. Удельный объем конвертера донного воздушного дутья

Садка, т	Удельный объем кон­вертера, м*/т
Бессеме­ровского	Томасов­ского
4	1,38
6	1,25	1,83
8	1,18	1,60
10	1,06	1,59
12	1,04	1,42
15	1,02	1,30
18	—	1,25

Эмпирический метод использовали в свое время для определения параметров конвертеров донного воздушного дутья. Удельный объ­ем конвертера выбирали в зависимости от садки проектируемого конвертера (табл. 8.4), а отношение высоты к диаметру Hm/Dnn по следующим данным:

TOC \o «1-3» \h \z Садка бессемеровского конвертера 10 15 20 25 30 35

Лвп/0Вн 1,62 1,57 1,51 1,46 1,40 1,35

Садка томасовского конвертера 12 40 — — — —

Haa/DBS 2,3 1,6 — — — —

Параметр

Была разработана методика определения остальных параметров конвертеров донного воздушного дутья. Выражения для расчета этих параметров и их значения приведены ниже.

Выражение для расчета параметра, его значение

Глубина ванны hB, м: бессемеровский конвертер томасовский конвертер Диаметр ванны DBh, м: бессемеровский конвертер гомаговский конвертер Высота Hi, м Диаметр горловины dr, м Диаметр днища D1, м Площадь циркуляционного сечения Fa, см2

Диаметр круга сопел D0, м Толщина футеровки цилиндрической части tст, м:

Бессемеровский конвертер томасовский конвертер Толщина днища tдн, м*. бессемеровский конвертер томасовский конвертер

Целесообразный угол наклона

-0,4 -0,55

0,67 VT 0,57 VT

(1,1—1,2) Dbb (0,25—0,50) Obh 0,9 DBU

(1800—2000) T (0,58—0,63) Daa

-0,3- -0,5-

-0,4 -0,75

-0,5—0,7 0,7—1,3 илн 0,4+0,07 Dbh

Град:

25—30 45—50

(8—15) T (15—18) T

Оси горловины к вертикальной осн а, с точки зрения стойкости футеровки с точки зрения уменьшения выбросов Площадь сечения сопел Fc, см2: бессемеровский конвертер томасовский конвертер

Для кислородных конвертеров верхнего дутья эмпирические за­висимости построены путем обобщения данных по значительному количеству агрегатов садкой от 20 до 370 т. В этом случае выявлено определяющее влияние садки агрегата на основные его параметры (табл. 8.5). Зависимость большинства конструктивных размеров конвертера от садки (кривая 1) выглядит как проходящая через начало координат парабола типа y = kTm, где у — размер; k и m —

Постоянные (рис. 8.2). В опре­деленном диапазоне T (области II и III) допустима линейная аппроксимация зависимости выражением у = а+ЬТ (линия 2). В области / небольших ве­личин T значения у, рассчитан – T ные по линейному уравнению, Рис. 8.2. Характер зависимости пара – существенно превышают фак – метров конвертера от его садки гические. Такой же характер

Таблица 8.5. Параметры конвертеров верхнего н донного кислородного дутья

Донное кнс – Верхнее кислородное дутье лородное

Дутье

По данным По данным авторов авторов

Параметр

Диаметр ванны Dbh, м Высота полости конвертера Hвв> м Диаметр горловины dT, м Глубина спокойной ванны hB, м

Радиус сферического дннща Rдн> м

Угол наклона конусной части а, град. Толщина футеровки в цилиндрической части tст, м 2,62+0,0147 Г 0,83 Г0-36

6,00+0,0128 Г 3,00 Т°.20

1,10+0,0089 Г 0,40 7″0’37

0,922+ 0,22 T0& +0,00353 T

3,55+ +0,0064 T 52+0,055 T

0,142 Г°.33

Отклонения, но выраженный в меньшей степени, наблюдается в об­ласти III.

Э. Фридлем и Г. Шмидтом предложены зависимости линейного типа (табл. 8.5). Здесь же приведены и полученные авторами кни­ги выражения большей частью в степенной форме зависимости.

Полученные по формулам Э. Фридля и Г. Шмидта значения па­раметров удовлетворительно совпадают с фактическими параметра­ми только в диапазоне садок 60—250 т. Большая часть параметров конвертеров верхнего кислородного дутья (?>вн, dr, hB) изменяется в зависимости от величины садки в степени, близкой к кубическому корню, что соответствует изменению линейных размеров пропорцио­нально друг другу. Однако высота полости конвертера Явн с увели­чением садки растет медленнее, чем остальные параметры.

Для конвертеров донного кислородного дутья (см. табл. 8.5) при­веденные зависимости имеют весьма приближенный характер, так как определены на основе небольшого количества исходных данных. Здесь оптимальные параметры еще не установлены. Следует отме­тить, что глубина ванны при повышении садки изменяется незначи­тельно в результате опережающего нарастания диаметра ванны. Высота конвертера донного кислородного дутья меньше, чем при продувке сверху, что позволяет сохранить постоянным удельный объем конвертера с увеличенным диаметром.

Приведенные эмпирические зависимости не отражают сущности физико-химических процессов в конвертерной ванне и не учитывают такие важные показатели, как интенсивность продувки, степень рас­средоточения дутья и другие.

В последнее время появились работы, в которых сделана попытка создать аналитические методики расчета, основанные на некото­рых изученных физико-химических закономерностях явлений в кон­вертере, но с использованием эмпирических коэффициентов, полу­ченных путем анализа данных практики. При этом в качестве ос­новных ставятся задачи достижения максимальных выхода годного и стойкости футеровки. Так, Э. Фридль и Г. Шмидт предложили определять минимально допустимый удельный объем конвертера верхнего кислородного дутья, обеспечивающий предотвращение вы­носа металла,

Ууд. вы„ = 0,0265DL/o,’n (8.9)

И выбросов шлакометаллической эмульсии

Куд – выбр = I, SDbhVI0Jn, (8.10)

Где /O2 — интенсивность продувки, м3/мин; и — количество сопел. Чтобы предотвратить выбросы и выносы, необходимо выбирать большую из двух величин Vya.

Диаметр ванны Э. Фридль и Г. Шмидт рассчитывают по фор­муле

DBH= 1,07[(/ОгТ)3%Л0Д82. (8.11)

А внутреннюю высоту конвертера — по уравнению

Если внутренний диаметр конвертера и диаметр зеркала ванны близки между собой. Следует отметить, что ряд теоретических пред­посылок, лежащих в основе данной методики, вызывает сомнения. Например, известно, что выбросы и выносы зависят непосредствен­но не от диаметра конвертера, а от его высоты и отношения HBU/hB.

Баптизманский В. И. с соавторами разработал методику расче­та параметров конвертеров с верхним кислородным дутьем, в основу которой положены задачи обеспечения оптимальных капиталь­ных затрат, минимальных механических потерь металла при продув­ке и высокой стойкости днищ. Для достижения последней необходи­мо, чтобы глубина спокойной ванны /гв превышала максимальную глубину реакционной зоны

KB = (8.13)

Которую можно определить по формуле

?тах = 2,1Аг°Хых, (8.14)

Где k\ — коэффициент, превышающий единицу; «вых — диаметр соп­ла, м. Подставляя уравнение (8.14) в (8.13) и используя выражение для определения критерия Ar, получаем

К = k3 Ущ^P«°L!X Ti0Jn)0’3, (8.15)

Где wBblx, qbux — соответственно скорость, м/с и плотность, кг/м3 кислорода в выходном сечении сопла; &3=0,016.

Значение п зависит от Zib и io2. Уравнение (8.15) легко приводит­ся к виду, более удобному для обычных и машинных расчетов, пос­ле подстановки в него п из выражения (8.21):

HB = (0,016 K^Tpb0Jx Уу°д5 )7У0,23)°-3]°.57. (8.16)

В производственных условиях W3ых, рВых изменяются мало и по­этому, как видно из уравнения (8.16), определяющим является вли­яние на глубину ванны садки конвертера и расхода кислорода на одно сопло в единицу времени:

H3~k{Ti0jtiy . (8.17)

В расчетах hB следует учитывать возможность наиболее неблагопри­ятных условий службы днища, когда происходит значительное сли­яние струй, выходящих из сопел фурмы, и реакционных зоч (рабо­та сопел в нерасчетном режиме, недостаточный угол расхождения струй, быстрый износ фурмы и сопел), глубина проникновения ко­торых в ванну близка к значению L для односопловой фурмы (я= = 1). В этом случае глубина ванны должна быть максимальной, ее с учетом данных практики можно рассчитать по выражению

Лвтах~0,36(77о2)0’25. (8.18)

При удачной конструкции фурм, высокой их стойкости и работе со­пел в режиме, близком к расчетному, отмеченные явления отсутст­вуют и /гв следует рассчитывать по формулам (8.15) и (8.16).

Очень важно определить целесообразные значения Vry3 и высоты конвертера. Учитывая закономерности вспучивания ванны и данные практики, выбросы могут быть устранены при параметрах, рассчи­танных по приближенным уравнениям

HbhiTzb ^ AH1K = 2.9Й1 ^V’6; (8.19)

Vyl ^ 0,42iol Ag’5/я0’6. (8-20)

Из уравнения (8.20) находим

Для предотвращения выноса металла из конвертера необходимо, чтобы

AH = (Нвп – Ав) > OM(TioJn)0’42. (8.22)

После выполнения расчетов по формулам (8.19) и (8.22) выби­рают наибольшую Нвн. Значение Vyn следует определять путем со­вместного решения уравнений (8.20) и «(8.16), обеспечивая равенст­во величин Ууд и hB в обоих выражениях. С повышением интенсив­ности продувки следует соответственно увеличивать и число сопел в фурме. Однако возможности практики в этом отношении пока ограничены.

Желательно проектировать конвертеры и газоотводящий тракт с резервом допустимой интенсивности продувки 4—6 м3/(т-мин). Превышение указанного предела слабо сказывается на сокращении длительности цикла плавки и производительности агрегата.

Рассчитывая параметры конвертеров по приведенным выше фор­мулам для случая высокой интенсивности продувки (особенно для больших агрегатов) и ограниченной возможности увеличения п, можно получить завышенные значения Ууд, Hbн, что приведет к не­обходимости резкого повышения капитальных затрат на строитель­ство цехов. Этого можно избежать, ограничивая указанными пре­делами интенсивности продувки, а удельный объем значениями

Куд—0,7—0,9 и Куд—0,9—1,1 соответственно для случаев перера­ботки обычного передельного и высокофосфористого чугуна. Необ­ходимо также учитывать современную тенденцию к сокращению и оптимизации капитальных затрат, некоторому уменьшению удель­ного объема конвертеров с ростом их садки (для передельного чу­гуна) :

Vrya = 1/(1 + 10-37). (8.23)

Внутренний диаметр полости конвертера, т. е. диаметр зеркала ванны, можно определить по выражению

Где — коэффициент, зависящий от садки и формы нижней части конвертера. На основе обобщения данных практики найдено

Dbh = (0,599 -3,2 –IO-4 7″) V TJhi. (8.25)

После определения главных параметров остальные размеры рассчитываются (или уточняются) по эмпирическим уравнениям с учетом известных геометрических соотношений. Диаметр горло­вины

Jr = О. ЗЗГ0’4, (8.26)

Внутренний объем конвертера

Принимая соотношение высоты верхней конической Якон и цилин­дрической Яцил частей конвертера

ЯК0Н/ЯЦНЛ = 0,45 + IO-3 Г, (8.28)

Находят Якон по уравнению

Уу _____________________________ У Vm_________________ ____________ ^Q 29)

К0Н_ + 4 +Amdr)/12+D2EH/4(0,45 + 10-3T)]’ ‘

Которое выводится из выражений

FIЦия FIкон = Нва Afl,

Величину Яцил определяют из выражении (8.28), а общую внутрен­нюю высоту из формулы

Толщина футеровки в цилиндрической части

В конической

*кон=’«Ия-0,15, (8.32)

А днища

*ли = *ш«я +0,125. (8.33),

Толщина металлического кожуха в цилиндрической части опре­деляется по формуле

8ЦИЛ = 0,015 V T. (8.34)

Диаметр выпускного отверстия

Dote = 0,1 + 3,3- IO-4Г. (8.35)

Для конвертеров донного кислородного дутья основные парамет­ры рассчитывают на основании эмпирических данных. Глубина кон­вертерной ванны определяется по выражению

Ha ss 0,35T0-23 (8.36)

Или более точному уравнению

/zB 0,3(ПО,/Яс)0’307 , (8.37)

А внутренний диаметр по формуле

Dbh = 0,475 VTJh^. (8.38)

Диаметр днища D\ находится по известным садке конвертера, Dbh и /гв (см. рис. 8.1). При заданном удельном объеме конвертера (Ууд=0,7—0,8 м3/т)

Hm = ^цил + j^KOH + К = H1 4- Hkok. (8.39)

Высота цилиндрической и конической частей конвертера может быть рассчитана по выражениям

Яцил = ЯкОИ/( 0,45 + 10-ЗГ); (8.40)

Уу __ ^R Ум __________________________________________ (841)

+ *? + Явивых. (8.45)

А затем по величине критического диаметра сопла dKр найти количе­ство сопел.

Сопла (или фурмы) равномерно размещаются в пределах круга (площади дутья), диаметр которого может быть определен, напри­мер, по соотношению (3.17) или по условию обеспечения необходи­мого циркуляционного сечения.

Ю*

283

Для конвертеров бокового воздушного дутья схема расчетов в основном аналогична, но имеются следующие отличия. Коэффици­ент усвоения кислорода воздуха на окисление элементов составляет так как она меньше 0,4, задаются не диаметром сопел, а их ко – 0,2—0,3, выходная скорость дутья рассчитывается по формуле (1.3), личеством (пять — девять, чаще шесть).