2.5 Тиск кисню в магістралі

Тиск кисню в магістральному киснепроводі перед регулюючим клапаном (Р_м) звичайно складає 1,5-2,5 МПа (15-25 ат).

В цьому діапазоні тиску коливання кисню в магістралі, звичайно складає 0,2-0,4 МПа і більше, сильно впливають на швидкості витікання кисню і його динамічний натиск на зрізі сопла [4]. Тому в останній час обговорюється проблема підвищення тиску перед соплами на 1,5-2,0 % МПа [9, 10], так як в цьому інтервалі його коливання меньше впливають на динамічний натиск.

Відомості про тиск в магістралі перед фурмою, для деяких вітчизняних конвертерів вказані в таблиці 3 додатку 1.

2.6 Температура кисну в магістралі

Температура технічного кисню в магістралі перед шлангом фурми (Т_м) багато в чому залежить від температури оточуючого середовища. Для розрахунків її приймають такою, яка дорівнює 20°С або 239 К.

2.7 Швидкість кисню в шлангу

У відповідності з досвідом експлуатації фурм вітчизняних і закордонних конвертерів в кисневопідвідному металевому шлангу (металорукава) фурми (W_шл.) приймають в межах 50-70 м/сек.

2.8 Швидкість кисню в кисневопідводячій трубі фурми

Виходячи з практики роботи кисневих конвертерів швидкість кисню в кисневопідвідній трубі фурми (W_ф) складає 40 – 60 м/с.

2.9 Довжина шлангу

Довжина шлангу (металорукова) для підводу кисню до фурми (l_ш) визначається ходом фурми, який в свою чергу залежить від ємкості конвертера і конструкції нижньої частини газовідвідного тракту. Тому довжина шланга точно визначається лише після закінчення проектування конвертера і газовідвідного тракту. Для розрахунків можливо обмежитися орієнтовною довжиною шлангу, опираючись на дані таблиці 3 додатку 1.

2.10 Довжина фурми

Довжина фурми (l_ф) визначається відстанню від рівня спокійної ванні в конвертері (крайнє нижнє положення) до верха каміна газовідвідного тракту з запасом 1 – 2 м. Виходячи з заданої (прийнятої) ємкості конвертера довжину фурми можна вибрати по таблиці 3 додатку 1.

2.11 Ступінь нерозрахункованості сопел

При розрахунковому режимі витікання газу з сопла статичний тиск на зрізі сопла (Р_р) в точності дорівнює тиску середовища на рівні сопла (Р_к), в якому відбувається витікання. В цьому випадку ступінь нерозрахункованості сопла

Z = Р_р /Р_к = 1

Завдяки тому, що при розрахунковому режимі на зрізі сопла відсутній перепад тиску (Р_р – Р_к = 0), весь статичний натиск, перед соплом переходить в швидкість. У зв’язку з цим розрахунковому режиму відповідає строго визначена величина ступеню розширення сопла при заданому тиску перед соплом.

При роботі сопла Лаваля в розрахунковому режимі хвилі розширення і стискання струму (пульсації) не виникають, що сприяє спокійному ходу продувки, зменшенню виносу.

Коли тиск кисневого потоку більше або менше тиску оточуючого середовища, сопло працює в не розрахунковому режимі – недорозширення, або перерозширення.

Сопло працює в режимі недорозширення, якщо тиск на зрізі сопла перевищує тиск оточуючого середовища (Р_р > Р_к і z > 1). В цьому випадку розширення газу до тиску оточуючого середовища продовжується за межами сопла з утворенням сачків ущільнення, у зв’язку з чим відбуваються додаткові витрати енергії струменю.

При невеликих значеннях різниці тиску (Р_р – Р_к) витрати швидкості з причин недорозширення компенсують відсутністю витрат на тертя на недостатньому кінцевій ділянці сопла, що дозволяє значно скоротити закритичну частину сопла.

Якщо тиск на зрізі сопла менше тиску оточуючого середовища (Р_р < Р_к і z < 1), то сопло працює з перерозширенням. При такому режимі примежовий шар газу відривається від стінок і утворює в середині сопла косий скачок ущільнення і зони розрядження. Остання обставина може призвести до підсосу в сопло оточуючу фурму, шлакометалевої емульсії, швидкому зношенню сопел, зміненню струменю, прогару фурми. По цим причинам роботу дуттєвого сопла в режимі перерозширення враховують недопустимою.

При роботі як з недорозширенням, так і з перерозширенням струменю інтенсивніше, ніж у випадку витікання в розрахунковому режимі перемішується з оточуючим середовищем, кут її розкриття збільшується, стійкість і дальнобійність зменшується, вірогідність злиття струменя при використанні багато соплових фурм зростає. Вказані обставини небажані, оскільки вони обумовлюють викиди, винос, іноді погіршення шлакоутворення та ін.

Забезпечити розрахунковий режим сопла в реальних умовах конвертерних цехів дуже важко, що зв’язано в основному з коливаннями тиску в кисневопроводі (змінення числа працюючих конвертерів, підключення споживачів кисню на підприємстві та ін.).

Окрім того, тиск середовища на рівні сопла в конвертері також постійно змінюється в наслідок коливань рівня ванни по ходу продувки.

Виходячи з цього, для організації стабілізованого режиму плавки сопло потрібно розраховувати при мінімальних значеннях тиску кисню в магістралі, не допускаючи тим самим його роботу в режимі перерозширення.

Ступінь нерозрахункованості сопла (z) можна прийняти в межах 1,05 – 1,10.

2.12 Кут розкриття сопла Лаваля

При виборі конфігурації частини сопла Лаваля, яка розширюється (рисунок 2.3) доводиться враховувати дві протирічних вимоги. Якщо сопло виконати з великим кутом розкриття (β) то виникає небезпека відриву потоку від стінок каналу, що зв’язано з підвищеними витратами енергії. Разом з тим зі зменшенням кута розкриття сопла довжина його збільшується і відповідно зростають витрати енергії на тертя. Тому кут розкриття сопла, згідно даним практики, рекомендується приймати в межах 8 – 12^◦

2.13 Кут нахилу вогнетривкої кладки верхньої конічної частини конвертера

Для забезпечення необхідної стійкості вогнетривкої кладки верхньої конічної частини конвертеру кут її нахилу по відношенню до вертикалі (γ) не повинна перевищувати 25 – 30^◦.

2.14 Товщина стінки сопла

Дуттєві сопла (рисунок 2.4) виготовляють частіше всього з мідного сплаву марки М1 з товщиною стінки (δ_с) 10 – 12 мм.

2.15 Товщина стінки чаші головки фурми

Торцева чаша головки (рисунок 2.4) слугує для утворення замкненого контура системи охолодження в найбільш теплонапруженній частині фурми. Чашу виготовляють з мідного сплаву марки М1, який застосовується в вигляді листа завтовшки δ_r = 10 – 15мм.

2.16 Товщина стінки подільної труби фурми

При виборі товщини стінки подільної труби фурми (δ_р) керуються наступними положеннями:

По-перше, подільна труба фурми по зрівнянню з іншими трубами (зовнішньою і киснево-підвідної) несе мінімальне навантаження (в основному особиста вага). По-друге, з зменшенням товщини стінки подільної труби зменшується зовнішній діаметр фурми. Виходячи з цього подільну трубу вибирають з товщиною стінки: 3; 3,5 і 4,0 мм по ДОСТ 8567-75 на “Труби стальні прецизіонні” або ДОСТ 8732 на “Труби безшовні гарячедеформовані”.

Вивчення досвіду проектування фурм показує, що товщина стінки подільної труби залежить від ємкості конвертера (G).

При G < 100 т, δ_р = 3 мм;

100 < G ≤ 250 т, δ_р = 3,5 мм;

G > 250 т, δ_р = 4,0 мм.

2.17 Товщина стінки зовнішньої труби фурми

Товщину стінки зовнішньої труби фурми (δ_в) вибирають з ряду: 4,0; 4,5; 5,0; 6,0; 7,0; 8,0; 9,0; 10,0; 11,0; 12,0 мм звичайно по ДОСТ 8732-78 на “Труби безшовні гарячедеформовані”.

На підставі практичних даних товщина зовнішньої труби фурм від ємкості конвертера (G) залежить наступним образом:

G < 100 т, δ_в = 6 - 7 мм;

100 < G ≤ 250 т, δ_в = 7 - 8 мм;

G > 250 т, δ_в = 8 - 10 мм.

При використанні для подачі кисню в конвертер напольного типу з вигнутою консольною фурмою зовнішня її стінка має декілька більшу товщину (приблизно на 30%).

2.18 Питомий тепловий потік для ділянки фурми, яка знаходиться в порожнині конвертеру

Витрати води на охолодження фурми встановлюють за розмірами теплового потоку на зовнішню її трубу. Для ділянки фурми, яка знаходиться під час продувки в порожнині конвертера питомий (q_к) приймають в межах:

580 – 930 кДж/м² ∙ с

2.19 Перепад температур води на вході і виході з фурм

Для надійного охолодження фурми перепад температур води на вході в фурму и виході з неї (∆ t_п) не повинен перевищувати 15 – 20 ^◦С.

2.20 Питомий тепловий потік для ділянки фурми, розташованої над конвертером

Величина питомого теплового потоку для ділянки фурми, який знаходиться під час продувки над конвертером (q_н) складає:

93 – 116 кДж/м² ∙ с

2.21 Швидкість руху води у відвідному каналі фурми

Виходячи з досліду експлуатації кисневих фурм, швидкість води (W_о) у відвідному каналі фурми (між зовнішньою і подільною трубами) повинна бути не менша 5 м/с. Звичайно її приймають в межах 6 – 7 м/с.

2.22 Відношення площин поперечного перерізу кільцевих каналів для подачі і відводу води в фурми

При руху води по шлангам і трубам фурми частка повного тиску (натиску) губиться на подолання сил гідравлічного опору. У зв’язку з цим для забезпечення заданої швидкості води в районі головки і відвідному каналі фурми необхідно, щоб площина перерізу каналу, який підводить воду (між кисневопідвідною і подільною трубами) була більшою площі перерізу каналу, який відводить воду. Звичайно, відношення вказаних площин (α) знаходиться в межах 1,1 - 1,5.

3. АЛГОРИТМ РОЗРАХУНКУ

3.1 Секундні витрати кисню при нормальних умовах

м³/с умножить на 4

3.2 Витрати тиску кисню в клапані

∆ Р_к = 0,1 ∙ Р_м = 0,1 ∙ 1,6 = 0,16 МПа

Примітка: витрати тиску в клапані залежить від його конструкції і характеристик: для орієнтовних розрахунків вони можуть бути прийняті в межах 10 – 15 % від тиску кисню в магістралі.

3.3 Тиск кисню на вході в шланг

Р_ш = Р_м - ∆ Р_к = 1,6 – 0,16 = 1,44 МПа

3.4 Температура кисню на вході в шланг

К

де к – показник адіабати, який дорівнює для двохатомних газів 1,4.

3.5 Щільність кисню на вході в шланг

кг/м³

де ρ_о – щільність кисню при нормальних умовах, яка дорівнює 1,44 кг/м³

Р – атмосферний тиск, який дорівнює 0,1 МПа

Т₀ – 273 К

3.6 Розрахунковий внутрішній діаметр шлангу для підводу кисню до фурми

м

3.7 Внутрішній діаметр стандартного металевого шлангу (металорукова) для підводу кисню до фурми вибирається з співвідношення

якщо
	dшр ≤ 0,050 м,	то	dшс = 0,050 м,
якщо	0,050 < dшр ≤ 0,070 м,	то	dшс = 0,070 м,
якщо	0,070 < dшр ≤ 0,100 м,	то	dшс = 0,100 м,
якщо	0,100 < dшр ≤ 0,125 м,	то	dшс = 0,125 м,
якщо	0,125 < dшр ≤ 0,150 м,	то	dшс = 0,150 м,
якщо	0,150 < dшр ≤ 0,200 м,	то	dшс = 0,200 м,
якщо	dшр > 0,200 м	то	dшс = 0,250 м

d_шс = 0,15 м

3.8 Розрахункова швидкість кисню в шлангу

м/с

3.9 Витрати кисню в шлангу

де ε_тш – коефіцієнт опору тертя, який дорівнює для гнучких металевих рукавів 0,1;

ε_мш – коефіцієнт місцевого опору, який дорівнює для метало рукава фурми 2,5.

3.10 Тиск кисню на вході в фурму

Р_ф = Р_ш – ∆ Р_ш = 1,44 – 0,44 = 1 МПа

3.11 Температура кисню на вході в фурму

К

3.12 Щільність кисню на вході в фурму

кг/м³

3.13 Розрахунковий внутрішній діаметр киснево-підвідної труби фурми

м

3.14 Внутрішній і зовнішній діаметри стандартної киснево-підвідної труби фурми вибираються по ДОСТ 8732-78 на “Труби безшовні гарячодеформовані”, виходячи з співвідношення

якщо	dфр ≤ 0,049 м,	то	dфс = 0,049 м	(dфнс = 57х4 мм);
якщо	0,049< dфр ≤0,052 м,	то	dфс = 0,052 м	(dфнс = 60х4 мм);
якщо	0,049< dфр ≤0,0555 м,	то	dфс = 0,0555 м	(dфнс = 63,5х4 мм);
якщо	0,0555< dфр ≤0,060 м,	то	dфс = 0,060 м	(dфнс = 68х4 мм);
якщо	0,060< dфр ≤0,062 м,	то	dфс = 0,062 м	(dфнс = 70х4 мм);
якщо	0,062< dфр ≤0,065 м,	то	dфс = 0,065 м	(dфнс = 73х4 мм);
якщо	0,065< dфр ≤0,068 м,	то	dфс = 0,068 м	(dфнс = 76х4 мм);
якщо	0,068< dфр ≤0,075 м,	то	dфс = 0,075 м	(dфнс = 83х4 мм);
якщо	0,075< dфр ≤0,081 м,	то	dфс = 0,081 м	(dфнс = 89х4 мм);
якщо	0,081< dфр ≤0,087 м,	то	dфс = 0,087 м	(dфнс = 95х4 мм);
якщо	0,087< dфр ≤0,094 м,	то	dфс = 0,094 м	(dфнс = 102х4 мм);
якщо	0,094< dфр ≤0,100 м,	то	dфс = 0,100 м	(dфнс = 108х4 мм);
якщо	0,100< dфр ≤0,106 м,	то	dфс = 0,106 м	(dфнс = 114х4 мм);
якщо	0,111< dфр ≤0,117 м,	то	dфс = 0,117 м	(dфнс = 127х6 мм);
якщо	0,117< dфр ≤0,121 м,	то	dфс = 0,121 м	(dфнс = 133х6 мм);
якщо	0,121< dфр ≤0,128 м,	то	dфс = 0,128 м	(dфнс = 140х6 мм);
якщо	0,128< dфр ≤0,134 м,	то	dфс = 0,134 м	(dфнс = 146х6 мм);
якщо	0,134< dфр ≤0,140 м,	то	dфс = 0,140 м	(dфнс = 152х6 мм);
якщо	0,140< dфр ≤0,147 м,	то	dфс = 0,147 м	(dфнс = 159х6 мм);
якщо	0,147< dфр ≤0,156 м,	то	dфс = 0,156 м	(dфнс = 168х6 мм);
якщо	0,156< dфр ≤0,168 м,	то	dфс = 0,168 м	(dфнс = 180х6 мм);
якщо	0,168< dфр ≤0,180 м,	то	dфс = 0,180 м	(dфнс = 194х6 мм);
якщо	0,180< dфр ≤0,189 м,	то	dфс = 0,189 м	(dфнс = 203х7 мм);
якщо	0,189< dфр ≤0,203 м,	то	dфс = 0,203 м	(dфнс = 219х7 мм);
якщо	0,203< dфр ≤0,229 м,	то	dфс = 0,229 м	(dфнс = 245х8 мм);
якщо	0,229< dфр ≤0,257 м,	то	dфс = 0,257 м	(dфнс = 273х8 мм);
якщо	0,257< dфр ≤0,283 м,	то	dфс = 0,283 м	(dфнс = 299х8 мм);
якщо	0,283< dфр ≤0,309 м,	то	dфс = 0,309 м	(dфнс = 325х8 мм);
якщо	0,309< dфр ≤0,335 м,	то	dфс = 0,335 м	(dфнс = 351х8 мм);
якщо	0,335< dфр ≤0,359 м,	то	dфс = 0,359 м	(dфнс = 377х9 мм);
якщо	0,359< dфр ≤0,384 м,	то	dфс = 0,384 м	(dфнс = 402х9 мм);
якщо	0,384< dфр ≤0,408 м,	то	dфс = 0,408 м	(dфнс = 426х9 мм);
якщо	0,106< dфр ≤0,111 м,	то	dфс = 0,111 м	(dфнс = 121х5 мм);

d_фс = 0,229 м

3.15 Розрахункова швидкість кисню в киснево-підвідній трубі

м/с

3.16 Витрати тиску кисню в фурмі

де ε_тф – коефіцієнт опору тертя, рівний для гладких стальних труб 0,03 – 0,06;

ε_мф – коефіцієнт місцевого опору, який дорівнює для фурми 1,0

3.17 Тиск кисню перед соплами фурми

Р_с = Р_ф - ∆Р_ф = 1– 0,04 = 0,96 МПа

3.18 Температура кисню перед соплами

К

3.19 Щільність тиску перед соплами

кг/м³

3.20 Критична швидкість витікання кисню

м/с

де R – газова постійна яка дорівнює 8319/μ, (Н∙м)/(кг∙К)

μ – молекулярна маса газу, яка дорівнює для кисню 32

3.21 Критерій швидкості витікання кисню

Статичний тиск на зрізі сопла

Р_р = z ∙ Р_к

Тиск оточуючого середовища в порожнині конвертера

Р_к = Р_г + ∆Р_шм

де Р_р – тиска газу в порожнині конвертера, МПа;

∆Р_шм – додатковий тиск, який утворюється шаром шлакометалевої емульсії, МПа;

Тиск газу в порожнині конвертера (Р_г) можливо прийняти рівним атмосферному, тобто 0,1 МПа.

Додатковий тиск, який утворюється шлакометалевою емульсією, в залежності від періоду продувки коливається в межах 0 – 0,075 МПа /4/.

Таким чином

Р_к = 0,1 + (0 + 0,75).

Для розрахунку можна прийняти, що в середньому

Р_к = 0,14 МПа

Тоді

Р_р = 0,14

Тому

3.22 Швидкість витікання кисню на зрізі сопла

W_p = W_к ∙ λ = 276,6 ∙ 1,58 = 437,28 м/с

3.23 Щільність кисню на зрізі сопла

кг/м³

3.24 Глибина ванни конвертера в спокійному стані /1/

3.25 Внутрішній діаметр циліндричної частини конвертера /1/

м

3.26 Об’єм рідкого металу в конвертері

м³

де 7,0 – щільність рідкого металу, кг/м³

3.27 Висота сферичної частини ванни (сферичного сегменту)

Н_ф = 0,3 ∙ Н_о = 0,3 ∙ 1,75 = 0,525 м

Примітка: висота сферичної частини ванни (Н_ф) коливається в межах (0,2 – 0,4)

3.28 Висота конічної частини ванни

Н_в = Н_о – Н_ф = 1,75 – 0,525 = 1,225 м

3.29 Діаметр конвертера по днищу (D_д) встановлюється з рівності

Деякі переутворення цієї рівності призводять до отримання квадратного рівняння

дійсний корінь якого

3.30 Радіус сферичної частини днища сферичного сегмента

м

3.31 Діаметр горловини

D_г = 0,35 ∙ G^0,4 = 0,35 ∙ 220^0,4 = 3,03 м

3.32 Висота верхньої конічної частини конвертеру

м

3.33 Об’єм робочого простору конвертера

V = V_у ∙ G = 0,91 ∙ 220= 200,2 м³

3.34 Об’єм верхньої конічної частини конвертеру

м³

3.35 Об’єм конічної частини ванни

м³

3.36 Об’єм сферичної частини конверторної ванни

м³

3.37 Об’єм циліндричної частини конвертера

V_ц = V – (V_к + V_в + V_ф) = 200,2 – (40,902 + 27 + 4,493) = 127,81 м³

3.38 Висота циліндричної частини конвертера

м

3.39 Висота робочого простору конвертера

Н = Н_к + Н_ц + Н_в + Н_ф = 2,509 + 4,632 + 1,225 + 0,525 = 8,891 м

3.40 Висота умовного вільного об’єму конвертера

Н_у = Н – Н_о = 8,891 – 1,75 = 7,141 м

3.41 Товщина футеровки конвертера в циліндричній частині

м

3.42 Товщина футеровки в верхній конічній частині

t_к = t_ц – 0,15 = 0,857 – 0,15 = 0,707 м

3.43 Товщина футеровки днища /1/

t_д = t_ц + 0,125 = 0,857 + 0,125 = 0,982 м

3.44 Товщина металевого корпуса конвертера

м

3.45 Зовнішній діаметр конвертера

D_н = D_к + 2t_ц + 2δ = 5,927 + 2 ∙ 0,857 + 2 ∙ 0,044 = 7,729 м

3.46 Повна висота конвертера

Н_п = Н + t_д + δ = 8,891 + 0,982 + 0,044 = 9,917м

3.47 Діаметр сталевипускного отвору

d_c = 0,1 + 0,00033 ∙ G = 0,1 + 0,00033 ∙ 220 = 0,173 м

3.48 Питома площа поверхні ванни

м²/т

3.49 Відносна висота робочого простору конвертера

м

3.50 Відносний діаметр робочого простору конвертера

м

3.51 Число сопел в фурмі

шт.

3.52 Щільність кисню в критичному перерізі сопла Лаваля

кг/м³

3.53 Площа критичного перерізу сопла

м²

3.54 Діаметр критичного перерізу сопла

м

3.55 Площа вихідного перерізу сопла

3.56 Діаметр вихідного перерізу сопла

м

3.57 Довжина закритої частини сопла

м

3.58 Довжина докритичної частини сопла

м

3.59 Радіус округлення сопла в докритичної частині

r_к = d_к = 0,039 м

3.60 Діаметр вхідної частини сопла

3.61 Загальна довжина сопла

l_о = l_з + l_д = 0,052 + 0,02 = 0,072 м

3.62 Масові витрати кисню через одне сопло

кг/с

3.63 Імпульс кисневого струменю через одне сопло

I = M_c ∙ W_p + F_в (Р_р – Р_к) ∙ 10⁶ , кг ∙ м/с²

або підставив значення Р_р і Р_к (див. пункт 3.21) отримаємо

I = M_c ∙ W_p + 0,14 ∙ (z – 1) F_в ∙ 10⁶ = 3,071 ∙ 437,28 + 0,0019 ∙ (1,08 – 1) ∙ 0,14 ∙ 10⁶ = =1364,17 кг ∙ м/с²

3.64 Довжина ядра кисневого струменю

при 0,2 ≤ Р_с < 0,7 МПа

У = (1,91∙ Р_с ∙ g + 18,36) d_к , м

при Рс > 0,7 Мпа

м

3.65 Мінімальна довжина струменевої ділянки реакційної зони встановлюється з формули

м

Звичайно фурму розташовують над рівнем ванни на відстані, яка дорівнює довжині ядра кисневого струменю, тобто Н_н = У

Тоді прийняв ρ_м = 7000 кг/м³ g = 9,81 м/с²

l_м ∙ (У + l_м)² = 10,936 ∙ 10^-4I

Перетворення цього виразу призводить до кубічного порівняння

l_м³ + 2Уl_м² + У²l_м – 10,936 ∙ 10^-4I = 0

Канонічна форма цього порівняння має вигляд

al_м³ + bl_м² + cl_м – d = 0

або, поділив на a і підставив замість l_м нову перемінну

, х³ + 3рх + 2q = 0,

де , , a = 1, b = 2y, c = y², d = -10,936 ∙ 10^-4

Аналіз приведеного порівняння показав, що воно має один дійсний корінь, який у відповідності з формулою Кардана рівняється

Х = U + V,

де

Після підстановки в цю формулу відповідних значень, отримаємо:

3.66 Максимальний діаметр струменевої ділянки реакційної зони

м

де ρ_м = 7000 кг/м³ g = 9,81 м/с²

3.67 Кут між осями сопел в плані встановлюється з формули

де Н_н = У

Звідкіля

град

3.68 Кут нахилу сопел до вертикальної осі фурми встановлюється з виразу

, град

Звідкіля

град

3.69 Мінімальний внутрішній діаметр кисневопідвідної труби фурми, який забезпечує однорядне розташування в колекторі її головки розрахункової кількості сопел (рисунок 2.4)

, м

Приймаємо ширину зварювального шву l_к = δ_с, тоді

м

3.70 Уточнений діаметр кисневопідвідної труби фурми

Якщо d_фм ≤ d_фс, то d_фсу = d_фс, а d_фнм = d_фнс.

Якщо d_фм > d_фс, то d_фсу і d_фнсу вибирається по ДОСТ 8732-78 з ряду діаметрів труб, приведеного в пункті 3.14. Збільшення діаметру кисневопідвідної труби фурми по зрівнянню з раніше прийнятим призведе до деякого зменшення швидкості руху в ній кисню і, як наслідок, зниженню втрат тиску. Але змінення тиску буде незначним і мало відіб’ється на параметрах сопла, що дозволяє нехтувати цим зміненням тиску.

d_фсу = 0,257 м d_фнсу = 0,273 м

3.71 Максимальний діаметр осьової окружності сопел в колекторі фурми

d_ок = d_фсу – (d_x + 3δ_c) ∙ cos α = 0,257 – (0,046 + 3 ∙ 0,012) ∙ cos 26,47 = 0,184 м

3.72 Максимальний діаметр осьової окружності сопел в чаші головки фурми

d_or = d_ок + 2l_o ∙ sin α = 0,184 + 2 ∙ 0,072 ∙ sin 26,47 = 0,248 м

3.73 Максимальний конструктивний зовнішній діаметр зовнішньої труби

м

Прийняв радіус закруглення чаші головки фурми R_c = 2δ_r, отримаємо

3.74 Довжина ділянки фурми під час продувки в порожнині конвертера

l_к = H_y – H_н = 7,141 – 1,608 = 5,533 м

3.75 Довжина ділянки фурми, розташованого над конвертером

l_н = l_ф – l_к = 23,03 – 5,533 = 17,497 м

3.76 Теплотехнічний зовнішній діаметр зовнішньої труби фурми встановлюємо з порівняння теплового балансу

Загальна кількість тепла, отриманого фурмою, дорівнює

Q_ф = πd_тн ∙ (q_к ∙ l_к + q_н ∙ l_н)

З метою спрощення розрахунку не враховуємо кількість тепла, отриманого нижнім торцем фурми, площа якого по зрівнянню з площею бокової поверхні фурми незначна.

Припускаємо, що все тепло, отримане фурмою під час продувки, витрачається тільки на нагрів охолоджуючої води, т.б.

Q_ф = Q_в = M_вС ∙ (t_вих – t_вх)

для Q_ф = F_n ∙ W_nCP_в ∙ ∆t

Звідкіля πd_тн ∙ (q_к ∙ l_к + q_н ∙ l_н) = F_n ∙ W_nCP_в ∙ ∆t

Після деяких перетворень це порівняння приймає вид

Так як F_п = αF_а, то

d²_ррв – d²_фнсу = α (d²_рв – d²_ррн)

Вирішуючи систему рівнянь відносно d_тн = d_рв + 2δ_в

В результаті перетворень і деяких припущень, отримаємо приблизне рішення цього рівняння з якого теплотехнічний діаметр зовнішньої труби фурми

3.77 Розрахунковий зовнішній діаметр зовнішньої труби фурми встановлюємо, порівнюючи d_кн і d_тн

якщо	dкн ≤ dтн	то	dрн = dтн
якщо	dкн > dтн	то	dрн = dкн
якщо	dкн = dтн	то	dрн = dкн = dтн

d_рн = 0,406 м

3.78 Зовнішній діаметр стандартної зовнішньої труби фурми вибирається по ДОСТ 8732 - 78 на “Труби безшовні гарячодеформовані” використовуючи співвідношення

якщо	dрн = 0,073 м,	то	dсн = 0,073 м	(dсн = 73 х δв)
якщо	0,073 < dрн = 0,076 м,	то	dсн = 0,076 м	(dсн = 76 х δв)
якщо	0,076 < dрн = 0,083 м,	то	dсн = 0,083 м	(dсн = 83 х δв)
якщо	0,083 < dрн = 0,089 м,	то	dсн = 0,089 м	(dсн = 89 х δв)
якщо	0,089 < dрн = 0,095 м,	то	dсн = 0,095 м	(dсн = 95 х δв)
якщо	0,095 < dрн = 0,102 м,	то	dсн = 0,102 м	(dсн = 102 х δв)
якщо	0,102 < dрн = 0,108 м,	то	dсн = 0,108 м	(dсн = 108 х δв)
якщо	0,108 < dрн = 0,114 м,	то	dсн = 0,114 м	(dсн = 114 х δв)
якщо	0,114 < dрн = 0,121 м,	то	dсн = 0,121 м	(dсн = 121 х δв)
якщо	0,121 < dрн = 0,127 м,	то	dсн = 0,127 м	(dсн = 127 х δв)
якщо	0,127 < dрн = 0,133 м,	то	dсн = 0,133 м	(dсн = 133 х δв)
якщо	0,133 < dрн = 0,140 м,	то	dсн = 0,140 м	(dсн = 140 х δв)
якщо	0,140 < dрн = 0,146 м,	то	dсн = 0,145 м	(dсн = 146 х δв)
якщо	0,146 < dрн = 0,152 м,	то	dсн = 0,152 м	(dсн = 152 х δв)
якщо	0,152 < dрн = 0,159 м,	то	dсн = 0,159 м	(dсн = 159 х δв)
якщо	0,159 < dрн = 0,168 м,	то	dсн = 0,168 м	(dсн = 168 х δв)
якщо	0,168 < dрн = 0,180 м,	то	dсн = 0,180 м	(dсн = 180 х δв)
якщо	0,180 < dрн = 0,194 м,	то	dсн = 0,194 м	(dсн = 194 х δв)
якщо	0,194 < dрн = 0,203 м,	то	dсн = 0,203 м	(dсн = 203 х δв)
якщо	0,203 < dрн = 0,219 м,	то	dсн = 0,219 м	(dсн = 219 х δв)
якщо	0,219 < dрн = 0,245 м,	то	dсн = 0,245 м	(dсн = 245 х δв)
якщо	0,245 < dрн = 0,273 м,	то	dсн = 0,273 м	(dсн = 273 х δв)
якщо	0,273 < dрн = 0,299 м,	то	dсн = 0,299 м	(dсн = 299 х δв)
якщо	0,299 < dрн = 0,325 м,	то	dсн = 0,323 м	(dсн = 325 х δв)
якщо	0,325 < dрн = 0,351 м,	то	dсн = 0,351 м	(dсн = 351 х δв)
якщо	0,351 < dрн = 0,377 м,	то	dсн = 0,377 м	(dсн = 377 х δв)
якщо	0,377 < dрн = 0,402 м,	то	dсн = 0,402 м	(dсн = 402 х δв)
якщо	0,402 < dрн = 0,426 м,	то	dсн = 0,426 м	(dсн = 426 х δв)
якщо	0,426 < dрн = 0,450 м,	то	dсн = 0,450 м	(dсн = 450 х δв)
якщо	0,450 < dрн = 0,465 м,	то	dсн = 0,465 м	(dсн = 465 х δв)
якщо	0,465 < dрн = 0,480 м,	то	dсн = 0,480 м	(dсн = 480 х δв)
якщо	0,480 < dрн = 0,500 м,	то	dсн = 0,500 м	(dсн = 500 х δв)
якщо	0,500 < dрн = 0,530 м,	то	dсн = 0,530 м	(dсн = 530 х δв)
якщо	0,530 < dрн = 0,550 м,	то	dсн = 0,550 м	(dсн = 550 х δв)
якщо	0,550 < dрн = 0,560 м,	то	dсн = 0,560 м	(dсн = 560 х δв)
якщо	0,560 < dрн = 0,600 м,	то	dсн = 0,600 м	(dсн = 600 х δв)
якщо	0,600 < dрн = 0,630 м,	то	dсн = 0,630 м	(dсн = 630 х δв)

Примітка: Труби діаметром 450, 465, 480, 500, 530, 550, 600, 630 мм з товщиною стінки 9, 10, 11, 12 мм виготовляються по узгодженню з замовниками.

d_сн = 0,412 м

3.79 Зовнішній розрахунковий діаметр подільної труби фурми встановлюється з рівняння

F_п = α ∙ F_o,

звідкіля

d²_ррв – d²_фнсу = α(d²_св – d²_ррп),

або замінив d_ррв = d_ррн - 2δ_р і d_св = d_сн + 2δ_в

отримаємо квадратичне рівняння

(α + 1)d²_ррн – 4δ_р ∙ d_ррн + 4δ²_р – d²_фнсу; (d_сн - 2δ_в)² = 0

Дійсний корінь цього рівняння

3.80 Зовнішній діаметр стандартної подільної труби фурми вибираємо по ДОСТ 9567 – 75 на “Труби стальні прецизіонні” з співвідношення

якщо	dррн = 0,057 м,	то	dрнс = 0,157 м	(dрнс = 57 х δв)
якщо	0,057 < dррн ≤ 0,060 м,	то	dрнс = 0,060 м	(dрнс = 60 х δв)
якщо	0,060 < dррн ≤ 0,063 м,	то	dрнс = 0,063 м	(dрнс = 63 х δв)
якщо	0,063 < dррн ≤ 0,065 м,	то	dрнс = 0,065 м	(dрнс = 65 х δв)
якщо	0,065 < dррн ≤ 0,068 м,	то	dрнс = 0,068 м	(dрнс = 68 х δв)
якщо	0,068 < dррн ≤ 0,070 м,	то	dрнс = 0,070 м	(dрнс = 70 х δв)
якщо	0,070 < dррн ≤ 0,073 м,	то	dрнс = 0,073 м	(dрнс = 73 х δв)
якщо	0,073 < dррн ≤ 0,076 м,	то	dрнс = 0,076 м	(dрнс = 76 х δв)
якщо	0,076 < dррн ≤ 0,080 м,	то	dрнс = 0,080 м	(dрнс = 80 х δв)
якщо	0,080 < dррн ≤ 0,083 м,	то	dрнс = 0,083 м	(dрнс = 83 х δв)
якщо	0,083 < dррн ≤ 0,085 м,	то	dрнс = 0,085 м	(dрнс = 85 х δв)
якщо	0,085 < dррн ≤ 0,089 м,	то	dрнс = 0,089 м	(dрнс = 89 х δв)
якщо	0,089 < dррн ≤ 0,090 м,	то	dрнс = 0,090 м	(dрнс = 90 х δв)
якщо	0,090 < dррн ≤ 0,095 м,	то	dрнс = 0,095 м	(dрнс = 95 х δв)
якщо	0,095 < dррн ≤ 0,100 м,	то	dрнс = 0,100 м	(dрнс = 100 х δв)
якщо	0,100 < dррн ≤ 0,102 м,	то	dрнс = 0,102 м	(dрнс = 102 х δв)
якщо	0,102 < dррн ≤ 0,108 м,	то	dрнс = 0,108 м	(dрнс = 108 х δв)
якщо	0,108 < dррн ≤ 0,110 м,	то	dрнс = 0,110 м	(dрнс = 110 х δв)
якщо	0,110 < dррн ≤ 0,120 м,	то	dрнс = 0,120 м	(dрнс = 120 х δв)
якщо	0,120 < dррн ≤ 0,130 м,	то	dрнс = 0,130 м	(dрнс = 130 х δв)
якщо	0,130 < dррн ≤ 0,140 м,	то	dрнс = 0,140 м	(dрнс = 140 х δв)
якщо	0,140 < dррн ≤ 0,150 м,	то	dрнс = 0,150 м	(dрнс = 150 х δв)
якщо	0,150 < dррн ≤ 0,160 м,	то	dрнс = 0,160 м	(dрнс = 160 х δв)
якщо	0,160 < dррн ≤ 0,170 м,	то	dрнс = 0,170 м	(dрнс = 170 х δв)
якщо	0,170 < dррн ≤ 0,180 м,	то	dрнс = 0,180 м	(dрнс = 180 х δв)
якщо	0,180 < dррн ≤ 0,190 м,	то	dрнс = 0,190 м	(dрнс = 190 х δв)
якщо	0,190 < dррн ≤ 0,200 м,	то	dрнс = 0,200 м	(dрнс = 200 х δв)
якщо	0,200 < dррн ≤ 0,210 м,	то	dрнс = 0,210 м	(dрнс = 210 х δв)
якщо	0,210 < dррн ≤ 0,220 м,	то	dрнс = 0,220 м	(dрнс = 220 х δв)
якщо	0,220 < dррн ≤ 0,230 м,	то	dрнс = 0,230 м	(dрнс = 230 х δв)
якщо	0,230 < dррн ≤ 0,240 м,	то	dрнс = 0,240 м	(dрнс = 240 х δв)
якщо	0,240 < dррн ≤ 0,250 м,	то	dрнс = 0,250 м	(dрнс = 250 х δв)
якщо	0,250 < dррн ≤ 0,273 м,	то	dрнс = 0,273 м	(dрнс = 273 х δв)
якщо	0,273 < dррн ≤ 0,299 м,	то	dрнс = 0,299 м	(dрнс = 299 х δв)
якщо	0,299 < dррн ≤ 0,325 м,	то	dрнс = 0,325 м	(dрнс = 325 х δв)
якщо	0,325 < dррн ≤ 0,351 м,	то	dрнс = 0,351 м	(dрнс = 351 х δв)
якщо	0,351 < dррн ≤ 0,377 м,	то	dрнс = 0,377 м	(dрнс = 377 х δв)
якщо	0,377 < dррн ≤ 0,402 м,	то	dрнс = 0,402 м	(dрнс = 402 х δв)
якщо	0,402 < dррн ≤ 0,426 м,	то	dрнс = 0,426 м	(dрнс = 426 х δв)
якщо	0,426 < dррн ≤ 0,450 м,	то	dрнс = 0,450 м	(dрнс = 450 х δв)
якщо	0,450 < dррн ≤ 0,480 м,	то	dрнс = 0,480 м	(dрнс = 480 х δв)
якщо	0,480 < dррн ≤ 0,500м,	то	dрнс = 0,500 м	(dрнс = 500 х δв)
якщо	0,500 < dррн ≤ 0,530 м,	то	dрнс = 0,530 м	(dрнс = 530 х δв)
якщо	0,530 < dррн ≤ 0,560 м,	то	dрнс = 0,560 м	(dрнс = 560 х δв)
якщо	0,560 < dррн ≤ 0,600 м,	то	dрнс = 0,600 м	(dрнс = 600 х δв)

d_рнс = 0,377 м

3.81 Витрати води на охолодження фурми

dсв = dсн – 2 ∙ δ_в = 0,377 – 2 ∙ 0,01 = 0,357 м

U_в = 900π(d²_св – d²_рнс)W_о = 900 ∙ 3,14 (0,412² – 0,377²) ∙ 5,6 = 468,48 м³/год

3.82 Відстань нижнього торця подільної трубі фурми до чаші її головки (рисунок 2.4) встановлюється з рівності площ кільцевих зазорів між стінками подільної і зовнішньої труби з однієї сторони і торцем подільної труби і чашею головки фурми – з другою

Тоді

м

3.83 Розрахунковий перепад температур води на вході і виході фурми встановлюється з рівняння теплового балансу

, ^◦С

або

^◦С

При цьому, як показано вище, перепад температур (∆t_р) повинен знаходитися в межах

15 – 25 ^◦С.

Якщо в результаті розрахунків опиниться, що ∆t_р > 25 ^◦С, то необхідно збільшити витрати води на фурму, забезпечивши ∆t_р < 25 ^◦С.

3.84 Швидкість руху води в шлангах для підводу її до фурми і відводу

, м/с

Оскільки діаметр шлангів для підводу і відводу води, а також підводу кисню до фурми однакові, т.б. d_шв = d_шс, то

м/с

3.85 Втрати тиску води в шлангах

, МПа

Коефіцієнти опору тертя і місцевих опорів приймаємо такими, як і для кисневопідвідного шлангу, щільність води ρ_в = 1000 кг/м³.

Тоді

МПа

3.86 Швидкість руху води в підвідному каналі фурми

м/с

3.87 Втрати тиску води в фурмі

, МПа

Коефіцієнт опору тертя (ε_тфш) приймаємо рівним 0,05

Коефіцієнт місцевих опорів для підвідної труби фурми (ε_мвх) складе 6,0 (з урахуванням оберту на 180^◦), а далі відвідної труби 1,0

В результаті

3.88 Загальні втрати тиску води в фурмі

∆Р_о = ∆Р_вш + ∆Р_вф = 0,569 + 0,673 = 1,242 МПа

3.89 Тиск води в магістралі (перед шлангом фурми)

Р_вм = 1,2 ∙ ∆Р_о = 1,2 ∙ 1,242 = 1,49 МПа

Примітка: Тиск води в магістралі перед шлангом з урахуванням втрат на клапані повинен на 20 – 30 % перевищувати загальні втрати на ділянці шланг – фурма. Якщо в результаті розрахунку Р_вм опиниться менше 1,2 МПа, його необхідно прийняти рівним

1,2 МПа.

					ДНМК 1031 15 000 ПЗ	Аркуш
						36
Зм	Аркуш	№ докум.	Підпис	Дата