Файл: Роменец, В. А. Технико-экономический анализ кислородно-конвертерного производства.pdf

Т а б л и ц а 36. Определение возможного сокращения температурных потерь в миксерных отделениях отечественных кислородно-конвертерных цехов*

*П о данным за 1970 г.

**При коэффициенте заполнения миксера, равном 0,7.

улучшение состояния футеровки чугуновозных ковшей, сокращение продолжительности оборота чугуна в мик­ сере позволят повысить температуру передельного чу­ гуна при заливке в конвертеры на 30—40° С. В результа­ те этого экономия в затратах на передел на каждый миллион тонн выплавки кислородно-конвертерной стали составит 0,4—0,5 млн. руб.

Помимо повышения температуры передельного чугу­

ложен в сокращении тепловых потерь в конвертерах, ко­ торые составляют 3—10% приходной части теплового баланса плавок. В отечественной [78, 122—124] и зару­ бежной [125—128] практике в конкретных условиях ра­ боты конвертеров определена структура теплового и ма­ териального балансов по периодам и плавке в целом. Влияние же емкости агрегатов и темпа выпуска плавок на величину тепловых потерь, а следовательно, и струк­ туру теплового баланса плавок не исследовали. Определениие этой зависимости имеет немаловажное значение

1 7 0

при решении различных технических и экономических задач в проектной практике и производственных усло­ виях.

Тепловые потери в конвертерах складываются из по­ терь тепла излучением через футеровку и отверстие гор­ ловины, с охлаждающей фурму водой и потерь при сво­ бодной конвекции воздуха в рабочем пространстве ре­ торт в отдельные периоды плавки.

Тепловые потери излучением через футеровку ретор­ ты определяли по уравнению удельной теплопередачи через многослойную стенку при стационарном тепловом режиме:

температурной газовой фазы с поверхностью футеровки коэффициент теплоотдачи cti настолько велик, что вели­ чиной 1 /«I в уравнении (27) можно пренебречь. Коэффи­ циент теплоотдачи от кожуха конвертера в окружающее пространство а2 рассчитывали по уравнению [129]

эффициента теплоотдачи по уравнению (28) изменение температуры на различных участках наружной поверх­ ности корпуса реторты (t2) определяли по данным [120], учитывающим влияние теплового воздействия фа­ кела в период продувки, а также металла и шлака при выпуске плавки. Входящие в уравнение (28) значения / определены на основе статистической обработки данных, характеризующих параметры реторт в диапазоне суще­ ствующих емкостей агрегатов (рис. 18 и 67). При этом полученные на основе корреляционного анализа зависи­ мости параметров реторт от емкости агрегатов (G, г) имеют вид

реторты, м.

В расчете теплового потока через корпус реторты значения коэффициента теплоотдачи конвекцией (осг) принимали средними за кампанию футеровки (рис. 68). Эти данные положены в основу определения величины удельного теплового потока (q ) через футеровку и кор­ пус реторты по уравнению (27).

Термическое сопротивление слоев кладки и корпуса реторты определено для стенки, показанной на рис. 69. Такая кладка наиболее характерна в настоящее время для мировой практики кислородного конвертеростроения. Скорость износа (мм за плавку) смолодоломитового рабочего слоя принималась постоянной в рассматри­ ваемом диапазоне емкостей кислородных конвертеров. Значения коэффициентов теплопроводности [К, ккал/ (м'Х У(ч-град)] в расчетах термического сопротивления слоев кладки принимали с учетом характера распределения температур по сечению кладки [115] и ее разгара за кампанию. Толщину арматурной магнезитовой футеров­ ки, набивного теплоизоляционного слоя (80% магнези­ та) и рабочей смолодоломитовой футеровки в начале кампании устанавливали методом статистической обра­ ботки отечественных и зарубежных данных о конструк­ ции футеровок конвертеров различной емкости

172

173