Двухванные печи

/>/>/>/>/>/>/>Содержание
Задание ……………………………………………………………………………2
Содержание………………………………………………………………………..3
Введение………………………………………………………………………......4
1 Конструкция двухваннойсталеплавильной печи……………………….......5
1.1 Устройство работыдвухванной печи……………………………………….5
1.2 Недостатки двухванныхпечей……………………………………………..6
2. Примерный расчетдвухванной сталеплавильной печи …………………...9
2.1Топливный расчет…………………………………………………………..9
2.2Материальный баланс……………………………………………………..10
2.3Тепловой баланс……………………………………………………………16
3. Расход тепла…………………………………………………………………18
3.1 Физическое теплостали…………………………………………………….18
Заключение……………………………………………………………………...23
Список использованныхисточников……………………………………….…24

Введение
 
В двухванных печах выплавляют, стали широкого сорта­мента, в томчисле низколегированные, не уступающие по качеству сталям, выплавляемым вмартеновских печах
Распространение двухванных печей определилось их преимуществами всравнении с мартеновскими печами: малым удельным расходом огнеупоров (4–5 кг всравне­нии с 12–15кг на мартеновских печах), меньшим объемом ремонтов,значительным облегчением условий труда ремонтных рабочих, в 3–5 раз меньшим  расходом топлива, более высокой стойкостью, достигающей 800–1000 плавок.
Производительность двухванных печей в 3–4 раза вы­ше, чеммартеновских; их устанавливают на месте сущест­вующих мартеновских печей безреконструкции здания и изменения грузопотоков в цехе.

1. Конструкция двухванной сталеплавильной печи
 
При интенсивной продувке мартеновской ванны выде­ляетсязначительное количество СО, которую трудно пол­ностью дожечь в самом рабочемпространстве. Часть несгоревшего СО и большое количество пыли выносятся дымо­вымигазами из рабочего пространства печи. Для лучшего
/>
Рис. 121. Двух ванная печь 2x300 т:
1 – ванны печи; 2 – фурмы; 3 – шлаковики; 4 – водоохлаждаемаязаслонка; 5 – амбразура для отбора воздуха из вертикального канала; 6 – футерован­ныйвоздухопровод; 7 – амбразура в своде печи; 8 – эжектор использованияСО и частичного улавливания пыли в самом рабочем пространстве создана двухванная сталеплавиль­ная печь (рис. 123).
Рабочее пространство такой печи разделенопереводом на две ванны. Обе ванны имеют общий.свод, так что про­дуктысгорания, образующиеся в одной ванне, проходят вторую часть рабочегопространства.
1.1 Устройство работы двухванной печи
Печь работает следующим образом: в одной ванне (го­рячей)происходит плавление и доводка с интенсивной про­дувкой металла кислородом, аво второй ванне (холодной) в то же время идет завалка и прогрев твердой шихты.Га­зы из горячей части печи направляются в холодную и со­стоят до 35% из оксидауглерода. В холодной части печи СО догорает до СО2 и за счетвыделяющегося тепла проис­ходит нагрев твердой шихты. Недостающее для процессанагрева тепло восполняется подачей природного газа через горелки, установленныев своде печи. Сгорание природного газа и догорание СО совершаются за счетдополнительного кислорода.
Когда готовую сталь из первой ванны выпускают, вовторую ванну заливают жидкий чугун. После заливки чугуна тут же начинаютпродувку ванны кислородом. Закан­чивается продувка за 5–7 мин до выпуска. Свыпуском металла из первой ванны цикл плавки заканчивается и на­чинается новый.В то же время с помощью перекидных шиберов изменяется направление движениягазов. Теперь бывшая холодная ванна становится горячей. Первую ван­нузаправляют и производят завалку шихты, и цикл повто­ряется.
Двух ванная печь должна работать таким образом, что­бы былоравенство холодного и горячего периодов, проте­кающих одновременно в разныхваннах. В холодный пери­од входит выпуск, заправка, завалка, прогрев, заливкачугуна; в горячий период – плавление и доводка. Например, для печи с садкойкаждой ванны 250 т общая продол­жительность плавки составляет 4 ч, каждыйпериод длится по 2 ч. Металл выпускается также через каждые 2 ч. Рас­кислениестали, производят в ковше.
Металл продувают кислородом в каждой ванне черездве–три кислородные фурмы с интенсивностью 20–25м3/ч" на 1 тметалла. Каждая часть печи оборудована сводовыми кислородными фурмами игазокислородными горелками. Горелки необходимы для сушки и разогрева печи послеремонтов, а также для подачи дополнительного топлива.
Современные двухванные печи работают на техничес­комкислороде без вентиляторного воздуха, поэтому реге­нераторы отсутствуют.Холодная ванна печи частично вы­полняет роль регенераторов, аккумулируя теплогазов, по­кидающих горячую часть печи с температурой ~1700°С, и частичноулавливает плавильную пыль, тем самым выпол­няет роль шлаковиков. Тем не менееколичество пыли в продуктах сгорания, покидающих печь, составляет большуювеличину (20–40 т/м/>). Пыльсостоит на 85–90 % из окис­лов железа.
Дымовые газы, покидающие рабочее пространство печи стемпературой около 1500 °С, поступают по вертикальному каналу в шлаковик, вкотором охлаждаются водой до тем­пературы 900–1000 °С, а затем направляются вборов. В борове за счет подсоса холодного воздуха происходит дальнейшеепонижение их температуры до 700 °С.
 
1.2 Недостатки двухванныхпечей
 
К недостаткам существующих конструкций двухванныхпечей следует, отнести меньший выход годной стали, повы­шенный расход жидкогочугуна и выбивание большого ко­личества технологических газов через завалочныеокна в цех.
Выбивание газов из рабочего пространствапроисходит через завалочные окна при поднятых заслонках и по пе­риметрузакрытых заслонок, а также через стационарные желоба для заливки чугуна. Какпоказала практика, опти­мальное с точки зрения тепловой работы существующихдвухванных печей давление под сводом печи составляет 3– 4 Па. При этом нулеваялиния давления располагается на уровне порога печи или несколько выше его. Приэтих ус­ловиях, как показывают расчеты, через одно открытое окно выбивается 6–8тыс. м3 газа в час (запыленность 20– 40 г/м3). Вотдельные периоды плавки расчетное количе­ство выбивающихся газов превышает 20% всего количест­ва газов, поступающих в дымоотводящий тракт.
На некоторых печах вследствие недостаточнойпропуск­ной способности дымоотводящего тракта давление под сво­дом приинтенсивной продувке повышается до 5–6 Па, что приводит к еще большемуувеличению количества газов, поступающих в цех.
Выбивание газов ухудшает условия труда,затрудняет обслуживание печи, загрязняет воздушный бассейн. Часть пыли неудаляется через фонарь здания, а циркулирует над рабочей площадкой печногопролета и попадает в разли­вочный пролет. Выбивание приводит также к ухудшениютепловой работы печи, так как часть оксида углерода и фи­зического тепла дымане используется для нагрева лома.
Радикальный способ устранении выбивания из печи — снижение давления под сводом с 30-40 до 20 Па. В этом случае нулевая линия давлениирасполагается пыша проема завалочного окна, и оно будет находиться в зонеразрежения. Выбивание дыма при этом полностью исключается. Вместе с тем, в печьподсасывается большое количество холодного воздуха. Источниками этого воз­духаявляются подсосы через вертикальный канал, через который не удаляются дымовые газыи на который действует тяга, соз­даваемая дымовой трубой. Кроме того,отрицательно сказывается эжектирующее действие, воздушных завес, установленныхна ам­бразурах для продувочных фурм и в задней стенке для термопары, а такжеподсосы через завалочные окна печи. Вследствие боль­шого количества подсасываемоговоздуха в продувочной камере дожигается с. большим избытком воздуха практическивесь выделяющийся из ванны оксид углерода.
Расчеты показывают, что подсос воздуха создаеттакую ситуацию, когда тепла сжигания оксида углерода недостаточно даже длянагрева дымовых газов до температуры, при которой они удаляются из продувочнойкамеры.  Следовательно, возникает дефицит тепла на компенсацию потерь черезкладку и охлажда­емые элементы печи, а также на догрев дымовых газов, которыйпокрывается   за   счет  тепла,   выделяющегося   внутри   жидкого металла.
Для 280-т двухванной печи, начиная с расхода подсосанноговоздуха в количестве 20 000 />,потребность для компенсации дефицита количества тепла возрастает с увеличениемколичества подсасываемого воздуха. При этом все меньшая часть тепла дожиганияоксида углерода используется полезно для нагрева ванны и все большее количествотепла, выделяющегося внутри жидкой ванны, затрачивается на покрытие потерьтепла. Для решения вопроса о необходимом степени дожигания окиси угле­рода ипродуваемой камере и оптимальном распределении тепла
оксида углерода между двумя камерами быливыполнены совме­стные расчеты уравнений газового, материального и тепловогобалансов продувочной камеры и камеры нагрева, которые пока­зали, что:
1) На двухванныхсталеплавильных печах при существующих
суммарных тепловых потерях на обе ванны и наличии более 28 %
лома в шихте в продувочной камере существует дефицит тепла,
эквивалентный 20–-100 % теплового эффекта сжигания оксида
углерода;
2) количество   воздуха,  фактически   поступающее   в   про­дувочные камеры существующих печей,существенно превышает
необходимое для сжигания расчетной доли оксида углерода, что
еще больше усугубляет дефицит тепла;
3) при ограничении подсоса и рациональном нагревескрапа в двухванной печи удельный расход чугуна может быть уменьшен, с 780-750до 680-700 кг/т годной стали (содержание лома в шихте 38–40 %).
Как уже указывалось, большим недостатком двухванных печейявляется выбивание газов через окна печи. Для устранения этого недостаткинеобходимо выполнение ряда мероприятий, из которых наиболее важны следующие:обеспечение на печи резерва по тяге и работа через газоочистку в течение всей кампа­ниипечи; создание конструкции дымоотводящего тракта обеспечивающего неорганизованныеминимальные подсосы; выполне­ние вертикальных каналов печи с охлаждаемымиповерхностями.
Для ограничения подсоса воздуха через вертикальный канал можетбыть предусмотрена установка водоохлаждаемых заслонок (см. рис. 38-5, 4),перекрывающих в закрытом положении более 90 % площади сечения вертикальногоканала. Гидравлические расчеты дымового тракта показали, что установка заслонокпоз­воляет сократить количество воздуха, поступающего через вер­тикальный каналв продувочную камеру, примерно вдвое.
Подсос воздуха в продувочную камеру уменьшаемсятакже благодаря эжекции части воздуха (~ 10 000 м3/ч) извертикального канала с подачей его в камеру нагрева шихты мимо продувочнойкамеры. Воздух, имеющий температуру 700-500С, отсасывают через охлаждаемуюамбразуру 5 в стенки  вертикального  канала, соединенную с амбразурой 7 в сводепечи между камерами футе­рованным воздухопроводом. Эжектируемый воздух подлетелв ка­меру нагрева шихты со скоростью 100 м/с и используется для сжи­ганиятоплива или дожигания оксида углерода, поступающего из камеры продувки.
Для уменьшения эжектирующего действия струйвоздуха в конструкции отдува предусмотрены сопла, подающие воздух,направленный против движения потока подсасываемого воздуха. Струи из этих отверстийсоздают завесу на входе в амбразуру, тем самым сокращая  присос воздухауменьшения эффектив­ности отдува.
При уменьшении количества подсасываемого в  продувочнуюкамеру воздуха  уменьшается общее количество дыма, поступа­ющего d камеру нагрева. Это позволяет оборудовать печьпере­жимом между ваннами с установкой с каждой стороны эжекторов. При этомвозможно обеспечение независимого регулирования давления под сводом печи вкаждой камере, что имеет большое значение для улучшения тепловой работы печи иобеспечивает хорошие условии для полного дожигания горючих составляющих дыма,поступающих в камеру нагрева.
/>
Рис. 38-6. Устройство для отсоса дымовых газов, выбивающихсяиз рабочего пространства печи: 1-коллектор; 2-зонт; 3-коллектор сжатоговоздуха; 4-воздушная струя.
Большие трудности вызывает уплотнение проема завалочных оконпри открытой; заслонке. Если окно находится под разряжением, то через него засасывается30000-40000/>воздуха вчас. Дляобеспечения возможности работы печи при повышенном давлении под сводомпредусмотрены устройства, отсасывающие выбивающийся дым (рис. З8-6) со сбросом eго в борова или в ре­зервнуюгазоочистку. Наличие резервной газоочистки приводит к удорожанию строительствапечи.

2. Примерный расчет двухванной сталеплавильной печи
2.1Топливный расчет
Рассчитать двухванную печь, емкостью ванн по G= 250т каждая, принимаяобщую продолжительность плавки рав­ной -1440 с (0,4 ч), из которых: выпуск изаправка–1440с (0,4 ч); завалка и прогрев –4680 с (1,3 ч); заливка чугуна иплавление –4680 (1,3 ч); доводка – 3600 с (1,0 ч).
Продувка ванн проводится техническим кислородом. Недостаток теплаот дожигания СО в «холодной» ванне компенсируется подачей природного газа. Расчетсталеплавильной печи включает: 1) расчет ма­териального баланса; 2) расчеттеплового баланса; 3) рас­чет расхода топлива (природного газа) по периодамплавки.
2.2 Материальный баланс
 
Расчет шихты проводят на 100 кг металлической садки, причем плавкуусловно делят на два периода: I период  от завалки до полного расплавления, II период- от рас­плавлениядо раскисления стали.
I период
Найдем средний состав шихты, учитывая, что в 100кг металлической шихты содержится .65 кг чугуна и 35 кг скрапа (см, выше).
Угар примесей определим как разность между содер­жаниемпримеси в шихте, и  стали   после расплавления. Примем, что при продувке ваннытехническим кислородом 10% S окисляется до SO2,   а угар железа в дым принят равным 1 % (по 0,5% в каждом периоде).
С 2,505-1,30 = 1,205 кг
Si. 0,650 кг
Мn0,760-0,04 =0,720 кг
Р 0,144 – 0,015-0,129 кг
S 0, 0465 – 0, 03 – 0, 00465=0,012 кг
Fе (в дым) 0,500 кг
Всего 3,216 кг
Теперь можно определить расход кислорода и количе­ствообразовавшихся оксидов (вторая колонка цифр молекулярная масса кислорода впродукте; третья – мо­лекулярная масса примеси):
Масса образовавшихся оксидов, кг
1,205+1,607=2,812
0,65+0,743=1,393
0,76+0,221=0,981
0,144+0,186=0,330
0,5+0,214=0,714
0,0465+0,0465=0,093
Расход кислорода, кг
С-СО 1,205-16:12=] ,607
Si->SiO2 0,65-32:28=0,743
Мn-MnO 0,76-16:55^0,221
Р-Р2О6 0,144-80:62-0,186
Fe в дым-Fе2О3 0, 5-48:112=0,214
S-SO2 0, 0465-32:32-0, 0465 3,0175
Для расчета состава и количества шлака следуетсде­лать следующие допущения.
При завалке со скрапом вносится 2 % загрязнений типа глины,имеющей состав: 52 % SiO2; 25 % А1гО3; 23 % Н2О.Таким образом, загрязнениями вносится, кг:
SiO/> 35.0, 02.0, 52-0,364
Al/> 35-0, 02.0, 25-0, 1575 
H/>35-0, 02.0, 23-0,161
/>0,6826 кг.
Обычно скрап окислен {~1 %), т. е. со скрапомпопа­дает 0,35 кг окалины в виде Fe/>Оз. Вместе с чугуном измиксера попадает некоторое количество шлака, которое для данного расчета примемравным 0,5 кг следующего со­става: 46 % СаО; 8 % А12О3; 6% MgO; 2 % S.
В шлак поступает некоторое количество материала фу­теровки, износкоторой принимаем равным, кг:
I период
1,3
0,1
II период
0,4
0,1
За плавку
1.7
0,2
Доломит  обожженный Мэгнезитохромит   .
Согласно технологии производства стали, после заливки чугунаскачивают 5–6 % шлака. Принимаем, что в рас­сматриваемом случае скачивают 6 %шлака (6 кг) соста­ва, %: 21 SiO2; 3,5 А12О3; 4 MnO; S MgO; 25 СаО; 4 P2O-3; 0,3 S; 0,1 Cr2O3; 27,6 FeO; 6,5 Fe2O3.
Со скачиваемым шлаком уходит, кг:
SiO2… 6, 0-0,210 = 1,260
А12О3… 6,0-0,035-0,210
МnО… 6,0-0,040 -0,240
MgO…60-0,080 = 0,480
CaO …6, 0-0,250-1,500
Р2О5…6,0-0,040 = 0,240
S… 6, 0-0,003 = 0,018…
Сг2О3…6,0-0,001 =0,006
FeO… 6, 0.0,276 = 1,656
Fe2O3… 6, 0-0,065 =0,39
/>6,00 кг
Co скачиваемым шлаком теряется 1,5:0,53=2, 83 кг известняка(0,53 содержание СаО в1 кг известняка).
Обозначаярасход известняка за х., будем считать об­щий расход известняка равным(2,83+х) кг с учетом по­терь со скачиваемым шлаком. Теперь находим:
Поступление />, кг,из:
металлической шихты 1,393
доломита 1,3-0,02=0,026
магнезитохромита 0,1-0,06=0,006
загрязнений скрапа 0,364
миксерногошлака 0,5-0,38=0,19
известняка 2,83+х)0,02=0,0566+0,02х
2,036+0,02х
Поступление А1ЭО3, кг; из;
Доломита 1,3-0,02=0,026
Магнезитохромита 0,01-0,04=0,004
загрязнений скрапа 0,1575
миксерного шлака 0,5-0,08=0,040
известняка (2,83+х)0,003=0,0085+0,003х
—
0,236+0,003х
Поступление СаО, кг, из:
Доломита 1,3-0,55=0,715
магнезитохромита 0,1-0,02=0,002
миксерного шлака 0,5-0,46=0,23
известняка (2,83+х)0,53= 1,5+0,53х
2,447+0,53х
Поступление РзО5, кг; из:
металлической шихты   .   .   .   0,330
известняка…      (2,83+х)0,007=0,002+0,0007х
0,332+0,0007х
Принимая по практическим данным, что в шлаке содер­жится 16 %FeO и 6 % Fe2O3, составим с учетом скачива­ния шлака, формулу количества его вконце 1 периода, кг: SiO2… 2,036+ 0,02х-1,260 = 0,776+ 0,02х
А12О3… 0,236 + 0,003 – 0,210 = 0,026+ 0,003х
МnО ...0,981–0,240 = 0,741
MgO… 0,6206 + 0,02х – 0,48 =0,1406 + 0,02х
СаО… 2,447 + 0,53х– 1,50 = 0,947 + 0,53х
Р2О6… 0,332 + 0,0007х –0,24 =0,092 + 0,0007х
S… 0,111+0,001х –0,018 = 0,093 + 0,001х
Сг2О3 … 0,012 – 0,006 = 0,006
FeO ,..0,16шл
Fe2O3 …0,16шл 
Lшл = 0,22Lшл + 2,8216 + 0,5747х или
   LШП= 3,617 + 0,737х.
Полагая, что основность шлака в конце I периода дол­жна бытьравна 2,6, получим уравнение для определения расхода известняка
В = />
откуда
0,947 + 0,53х = 2,0176 + 0,052х или  х = 2,24 кг.
Теперь можно найти количество шлака LШЛ — 3,617 + 0,737-2,24 =5,987 кг. Окончательный состав и количество шлака:Составляющие Масса, кг
Содержание, %
SiO2 0,9328 15,58
А12О3 0,0371 0,62 МnО 0,8421 14,06 MgO 0,2107 3,52 СаО 2,4254 40,52 РА 0,1063 1,78 S 0,1081 1,82
Сг2О3 0,0068 0,10 FeO 0,9579 16,00
Fe2O3 0,3592 Lшл,=5,9870
Суммарный расход известняка равен 2,83+2,24 =5,07 кг. Общее количество шлака 6+5,987 = 11,987 кг.
Составим баланс железа на 1 период плавки (табл, 42).
Количество окислившегося железа равно 0,232+1,949 = = 2,181 кг.
Расход кислорода на окисление железа до Fe2O3 0,232X Х48: 112 = 0,099 кг; до FeO 1,949-16:56 = 0,557 кг.
Принимая, что из атмосферы печи в ванну поступает 30% от общегоколичества кислорода, найдем   величину последнего    3,0175+0,099+0,557+0,1      (3,0175+0,099+ +0,557) =4,04 кг.
Учитывая, что в первом периоде ванна недостаточно и неравномернопрогрета и процессы массобмена замедле­ны, принимаем коэффициент усвоенияподаваемого в ванну кислорода, равным 0,9. Тогда расход технического кислоро­дасоставит
/>
Здесь 0,95-доля O/>/>
Расход чистого кислорода 4,04-22,4/32 – 2,828 м3.
Расход чистого   кислорода с учетом коэффициента ус­воения2,828/0,9 = 3,142 м3.
Количество   неусвоенного   кислорода   3,142–-2,828 = =0,314 м3 или 0,486 кг.
Количество азота, подаваемого с техническим кислоро­дом 3,3–3,142= 0,158 м3 или 0,197 кг.
Количество технического  кислорода,   поступающего в ванну4,04+0,486+0,197 = 4,723 кг.
Выход годного с учетом металла, уносимого   скачива­емым шлаком(10 % от количества шлака)
100–3,216–2,181–0,6825–0,35–0,5–0,6=92,47   кг, где 3,216 – угарпримесей; 2,181–количество окисливше­гося железа; 0,6825 – загрязнения скрапа;0,35 – окалина скрапа; 0,5–миксерный шлак; 0,6 – потери металла со скачиваемымшлаком.
II период
Расчет материального баланса для второго периода плавки отрасплавления до раскисления стали, проводится аналогично расчету для I периода.
2.3 Тепловой баланс
Целью расчета теплового баланса,  рабочего простран­ства камерыпечи, является определение средней тепловой нагрузки и тепловой нагрузкихолостого хода. Расчет про­изводим для одной камеры печи.
Приход тепла
Тепло, вносимое скрапом
/>820,75-103 кДж = 0,82 ГДж.
Здесь сск=0,469 кДж/(кг-К) – удельная теплоемкостьскрапа при £CK=20°C; DCK=0,35 – доля скрапа в шихте; G –250 т емкость однойванны печи.
2, Тепло, вносимое чугуном
Q4= GD4[с? ; пл.ч+ К + с* ft ~ ^J ] == 250- 10s-0,65 [0,745 ■ 1200 + 217,72 + + 0,837(1300 – 1200)3 = 194255,75 ■ 10^ кДж -= 194,26 ГДж, где  Л, –0,65 –доля   чугуна в шихте;   с™ =0,745 кДж/
/(кг-К) –средняя удельная теплоемкость твердого чугуна винтервале температур 0–1200°С:'
cf =0,837 кДж/(кг-К) –тоже жидкого чугуна в интерва­летемператур 1200–1300 °С;
1-4 = 217,72 кДж/кг – скрытая теплота плавления чугуна; £ч=1300°С– температура заливаемого чугуна; ^ш.ч –1200°С – температура плавлениячугуна.    • .
3.Тепло экзотермических реакций
С-СО2… 0,02405 250 103 34,09 = 204966,1
Si-SiO2… 0,00650 250 103 31,10 = 50537,5
Мn-МnО… 0,00680 250 103 7,37= 12529,0
Fe-Fе2О3(вдым)… 0,010000-250.103-7,37 = 18425,0
Р-Р2О5… 0,00129250 103 25,00 = 8062,5
S-SO2… 0,00012 250 10/> 9,28 = 278,4
Fe-FeO… (0,01940 + 0,00053)250-103 4,82 = 24015,6
Fe^Fe2O3… (0,00232 –0,00018) 250-103 7,37 = 3943,0
/>=322757,1 МДж = = 322,76 ГДж
здесь первый столбик чисел–доля выгоревшей примеси;
второй – емкость ванны, кг;
третий – тепловые эффекты реакций, отнесенные к 1 кг элемента,МДж/кг (см. приложение XII).  
4.Тепло шлакообразования
SiO2-(CaO)2SiO2… 0,01393-250-103;28.60-2,32=8075,75
Р206-(Са0)8РАСа0… 0,033250 103 62 142 4,71 =738,63
 
QШ.о=8,81 ГДж=8814,38 МДж
здесь первая колонка – доля оксида;
третья и четвертая колонки – молекулярные массы
элемента и соединения, соответственно;
пятая колонка – тепловые эффекты реакции шлакооб­разования, МДж/кг(приложение XII).
5.Тепло от горения природного газа
QН р.г = 35069,6 В кДж — 0,035 В ГДж,
где Q/>=35069,6кДж/м3– низшая теплота сгорания при­родного газа (см. пример 35); В – расходприродного газа на плавку, м3..
6.Тепло, вносимое подсасываемым в рабочее простран­ство воздухом,идущим на сжигание природного газа и СО
/>= (9,28В + 0,06279-250-103:28-22(4-2,38)1,3226-20 =
= 245,47 В + 790598,34ТкДж = 0,000245 В 4- 0,79 ГДж.
Здесь />и /> теоретические   расходы   воздуха для сжигания 1м3 природного газа и 1 м3 СО, соответственно
равные 9,28 и 2,38 м3/м3; Dсо– доля образующегося СО(см. материальный балансплавки);
Mco =28 кг– молекулярная масса СО;
Cв= 1,3226 кДж/м3 К) –теплоемкость воздуха при
t/>=20°С (приложение I).

3. Расход тепла
 
3.1 Физическое тепло стали
 
/>0,91119-250.103[0,7-1500+272,16+ 0,837(1600 –1500)1 — 320251,39-103 кДж — 320,25 ГДж.
Здесь Dст–0,91119 выход стали (cm.  материальный баланс);
с/>=0,7 кДж/(кг К)–удельная  теплоемкость твер­дой стали, средняя в интервале температур 0–1500 °С;
/>=0,837 кДж/(кг-К) –то же, жидкой сталисредняя в интервале температур 1500–1600 °С;-
/>= 1500 />C – температура плавлениястали;
/>= 272,16 кДж/кг – скрытая теплота плавлениястали.
2. Физическое тепло стали, теряемой со шлаком
/>= 0,00734-250- 10/>0.7-1500 + 272,16 +0,837(1600 –1500)] = 2579,753-103 кДж = 2,58 ГДж.
3. Физическое тепло шлака
Qшл = (1,25-1550+ 209,5) 0,06 250 103+(1,25 1600+209,35) 0,0628 250 103= 66889,545 103кДж=66,89 ГДж.
Здесь 1,25 кДж/(кг-К) –теплоемкость шлака, средняя винтервале температур 0–1600°С;
209,35 кДж/кг – скрытая теплота плавления шлака;
0,06 и 0,0628 – доля шлака скаченного и конечного со­ответственно(см. материальный балане).
4. Тепло, уносимое продуктами сгорания при средней
температуре 1yx= 1600 °С
     />=BiyxVyxВ 2592,64 10,34=26807,9 ВкДж =0,0268 В ГДж. Здесь:
ico2...0,0955 3815,86 = 364,41
i/>о...0,1875 2979,13 = 558,59
/>,...0,7170.2328,65 = 1669,64
 />= 2592,64 кДж/м3.
Доли СО2, Н2О, N2 и Vyxзаимствованы из табл. 17,их энтальпии – из приложения II при tух== 1600 °С.
5. Тепло, расходуемое на разложение известняка
/>1779,5 0,0507 250 103=22555103кДж=22,56 ГДж.
Здесь 1775,5 кДж/кг – теплота разложения 1 кг  извест­няка; .
0,0507 –доля известняка (см. материальный баланс).
6. Тепло, затрачиваемое на испарение   влаги и нагрев
паров воды до tyx=1600°C.
 />=0,000786 250 10/>4,187 100+ 2256,8+1,88(1600–100)]22,4 18 = 1297594,2 кДж — 1,3 ГДж.
Здесь 4,187 кДж/(кг-К) –теплоемкость воды, средняя винтервале температур 0–100 °С;
1,88 кДж/(кг-1
2256,8 кДж/кг – скрытая теплота испарения 1 кг воды;
0,000786 –доля Н2О в продуктах плавки (см. матери­альныйбаланс).
7. Тепло, затраченное на нагрев выделяющихся из ван­ны газовдо t/>=1600°C.
СО2...3815,86-0,02146-250.103-22,4:44= 10422,15-Ю3
СО,..2526,85-0,0б279.250.108.22,4:28 =31732Д8-1б3
SO2,..3815,86-0,00101.250-103-22,4;64-337,23.103
N2...2328,65-0,00320.250-103-22,4;28  1490,33-103
О2…24б3,97-О,00664-250-Ю3-22,4:32= 2863,13-103
/> = 46845,02-103кДж = 46,85 ГДж
Здесь первый столбик чисел – энтальпия газов при tух =1600°С (приложение 2);второй столбик чисел –доля газа от массы садки (см. материальный баланс).
8. Тепло, теряемое с уносимыми частицами Fe2O3
 />= 0,01571 250 103(1,231600 +209,35)= 16773,76 103 кДж =16,78 ГДж.
9. Потери тепла с охлаждающей водой.
В рабочем пространстве двухванной печи водой охлаж­даются заслонкиокон (расход воды по 1,67- 10/>м3/с)„змеевики столбиков (по 0,56-10/>3м3/с), амбразура шлако­вой летки (1,12-10/>3м3/с) и кислородные фурмы (по0,28 10/>3 м3/с).Принимая, что повышение температуры воды в водоохлаждаемом элементе не должнопревышать 20 К, находим потери тепла с охлаждающей водой;
Заслонки 3-1,67-10-3-4,187- 103-14400-20=6041,34103
Змеевик 6-0,56- 10/>.4,187-103-14400.20=4051,68-103
Амбразура 1-1,12-10/>.4,187-103-14400-20=1350,56- 103
Фурмы 3-0,28-10/>-4,187-103=6840-20-481,14-103
/>=11924,72- 10/>Дж= 11,92ГДж
Здесь первый столбец чисел – количество водоохлаждаемыхэлементов; второй – расход воды, м3/с; третий – теп­лоемкость воды,кДж/(м3К); четвертый – время теплово­го воздействия на водоохлаждаемыйэлемент, с; пятый – разность температур выходящей и входящей воды, К.
Рамы завалочных окон и пятовые балки свода имеют испарительноеохлаждение. Принимая расход химически очищенной воды на каждый элемент 0,11- 10/>м3/с  найдемобщий расход воды:
Рамы   завалочных окон 3-0, 11 10/>=0,33-10/>
Пятовые балки   передней
Стенки 3-0,11 103=0,33-I0/>
Пятовые балки задней стенки 3.0,11-10/>=0,33-.10/>
Всего =0,99-10/>3м/>/с
Считая, что выход пара составляет 90 % (0,89- 10/>3м3/с),найдем потери тепла с испарительным  охлаждением.
 />4,187-1030,99.10/> (100 – 30) 14400 + [2256,8+1,88(150 -100) />103-0,89-10/> 14400 18:22,4 =27952,17-103кДж = 27,95 ГДж.
Суммарные потери тепла с охлаждающей водой равны
Qохл = 11,92 + 27,95=39,87 ГДж.
10. Потери тепла через футеровку [формула (155)].
Потери тепла через свод
 />/> 14042,073-103кДж = 14,04 ГДж
Коэффициент теплопроводности магнезитохромита со­гласноприложению XI при средней температуре свода 0,5 (1580+300)=940°С равен />=4,1- 0,0016-940=2,6 Вт/(м К).Коэффициент теплоотдачи конвекцией равен
/>=10+0,06 300=28 Вт/(м2 К).Толщина футеровки />0,5(0,46+0,10)=0,28м взята средней за кампанию печи.
Потери тепла через стены печи
Задняя стенка имеет слой магнезита средней толщи­ной  />0,75 м и слой легковесногошамота толщиной />=0,065 м.Принимая температуру наружной поверхно­сти футеровки равной 200°С, а на границераздела слоев 1100°С, согласно приложению XI получим
/>м — 6,28 0,0027 0,5 (1580 +1100) = 2,66 Вт/(м К) и
/>= 0,314 + 0,00035 0,5(1100+ 200) = 0,54 Вт/(м К) и
 а = 10 + 0,06-200 = 22 Вт/(мК).
Тогда
/>= 1159,32  10/> кДж=1,16 ГДж
Потеря тепла через переднюю стенку
/> 12,54 14400=1398,8 10/>кДж=1,4 ГДж
Здесь  />= 6,28–0,0027(1580+ 200)/2 = 3,88 Вт/(м К).
Потери тепла через под равны
/>= 5100 102,4 14400 = 6475,78-103кДж = 6,48 ГДж.
Здесь: 5100 Вт/м2 –удельные потеритепла через под; 102,4 м2 – площадь пода. Всего теряется черезфутеровку
/>=14,04 + 1,16 + 1,4 +6,48= 23,08 ГДж.
11. Потери тепла излучением через окна печи [формула
(156)]
/>5,7 0,65 (/>)/> 1,6 1,7 5400 =
= 6697,34 103 кДж = 6,7 ГДж.
12. Потери тепла на диссоциацию СО2 и Н2О  примем
равными 2 % от тепла, получаемого при сжигании природ­ного газа, т. е.
Qдисс = 0,02 0,035 В = 0,0007 В ГДж.
13. Потери тепла с выбивающимися газами и примем
равными 2,5 % от тепла, получаемого при сжигании при­родного газа
/>= 0,025-0,035 3 = 0,00088 В ГДж.
Расход природного газа найдем из уравнениятеплово­го баланса
/>
0,82 + 194,26 + 322,76 + 8,81 + 0,035 В + 0,000245 В +0,79 = 320,25 + 2,58 + 66,89 + 0,0268 В 22,56 +1,3 + 46,85 + 16,78 +39,87 + 23,08 + 6,7 + 0,0007 В + +0,000885 или
0,006865 В = 20,21,
откуда
В=2943,9 м3.
Тепловой баланс рабочего   пространства камеры двухванной печипредставлен в табл. 43.
Средняя тепловая нагрузка равна
Qcp= 35, 0 2943, 9:14400 =7,155 МВт. Тепловая нагрузка холостого хода равна (39,87+ 23,08+ 6,7): 14400=4,84 МВт.
Таблица 2. Тепловой баланс камеры двухванной печиСтатья прихода ГДж {%) Статья расхода ГДж (%) Физическое тепло: скрапа … чугуна … воздуха   .   .  . Тепло реакций: экзотермических шлакообразования   ..._… Тепло от  горения природного    газа
0,82(0,13) 194,26(30,78) 1,51(0,24)
322,76(51,13) 8,81(1,39) 103,04(16,33)
Физическое тепло:
стали   ....
металла в шлаке
шлака   ....
Разложение изве­стняка  ....
Испарение    влаги
Нагрев газов
Вынос с частица­
ми Fe2O3  ....
Водяное охлажде­ние     
Потери тепла:
через футеровку
излучением   .   .
на диссоциацию
с    выбивающимися  газами   .   .   .
с продуктами сго­рания                  
320,26(50,74) 2,58(0,41) 66,89(10,55)
22,56(3,57) 1,30(0,21) 46,85(7,42)
16,78(2,66) 39,87(6,33)
23,08(3,66) 6,70(1,08) 2,09(0,33)
2,63(0,42) 79,60(12,62) Итого 631,20(100,0) Итого 631,20 (100,0)
Расход топлива по периодам плавки
Период выпуска и заправки (продолжительность 1440 с). Примем, чтотепловая нагрузка в период выпуска и заправки равна 75 % средней тепловойнагрузки. Тогда
/>= 0,75-7,155=5,366 МВт, а расходприродного газа
/>5,366-1440/35,0 = 220,64 м3/период.
Период завалки и прогрева (продолжительность 4680 с). В этом периодеподдерживают максимальную теп­ловую нагрузку, составляющую 125 % от средней.Тогда
Q2 = 1,25-7,155 = 8,94 МВт
и В2 — 8,94-4680/35,0 = 1195,69м/>/период.
Период заливки чугуна и плавления (продолжитель­ность 4680с). Обычно период заливки и плавления про­ходит при средней тепловой нагрузке.Тогда
Q3= 7,155 МВт и В/> =7,155 4680/35,0=956,87 м/>/период.
Период доводки (продолжительность 3600 с) Q4 ==(7,155 14400- 5,3661440- 8,94 4680- 7,155 4680)/3600=5,55 МВт. Тогда В4 = 5,553600/35,0=570,7 м3/период.
Правильность расчета проверяем, суммируя расходыпри­родного газа по периодам
220,64 + 1195,69 + 956,87 +570,70 — 2943,9 м3,что соответствует значению, найденному из теплового ба­ланса.

Заключение
 
Таким образом, двухванная  печь имеет много эксплуатацион­ных исантехнических недостатков. В связи с этим и несмотря на то, что двухванныепечи имеют значительную производительность, их следует рассматривать каквременную, промежуточную конструкцию, соответствующую сложному (в техническом иэко­номическом отношении) периоду полного перехода нашей метал­лургии смартеновского на конвертерный способ производства стали.

Список использованных источников
 
1 Металлургическая теплотехника в 2-хтомах 1. Теоретические основы: Учебник для вузов В. А. Кривандин, В. А.Арутюнов,  Б. С.Мастрюков и др. М.: Металлургия, 1986. 424. с.
2 Металлургические печи: Атласучебное пособие для вузов В. И. Миткалинный, В. А. Кривандин, В. А. Морозов идр. М.: Металлургия 1987.