【正文】 11 最佳槍位 H 佳 1250 mm 12 冷卻水升溫△ t 20 176。 （四）噴頭，氧槍的設(shè)計參數(shù)表 序號 名稱 數(shù)值 單位 1 氧氣流量 qv 294 m3/min 2 出口馬赫數(shù) M 32 31 3 噴孔夾角α 10 176。222 2 0 . 0 2 7 3h 0 . 0 0 4 9 4 . 90 . 1 8 0 . 1 6 8A m m mdd ?? ?? ? ? ???? ⑹ 氧槍總長度和行程的確定 根據(jù)公式氧槍總長為 ? ?mhhhhhhhhH87654321槍????????????????? 式中： h1－氧槍最低位置至爐口距離 。 ⑷ 外層套管管徑的確 出水通道的面積為 ? ?2p 106 0 .0 0 4 8 66 3 6 0 0wmpqAm?? ? ?? 外管內(nèi)徑為 ? ? ? ? ? ?239。局部阻損系數(shù) 167。 ⑺ 計算擴張段長度 L 取半錐角為 5176。 ⑵ 計算氧流量 噸鋼耗氧量為 56[m3/T]，吹氧時間為 [min]，則氧流量為： qv=56179。 式中： Q 理 =3179。 ③喉口長度取 5～ l０ mm。 大一─會在噴咀出口處產(chǎn)生嚴(yán)重的激波 (為氣流屬性，如壓力溫度，密度等的不連續(xù)面 )，當(dāng)氣流通過產(chǎn)生激波時，壓力、溫度和密度增加，而氣流速度則減慢（ [5]562 及 569)。 收縮段為亞音速，馬赫數(shù) M~1；噴頭處為音速，故馬赫數(shù) M=1；擴張段為超音速，因此 M=1~2，尺寸表示如圖 33 所示。 15176。 10176。則 R 沖 /R 熔 0. 1，會發(fā)生流股匯交類似于單孔噴頭不利化渣，還易增大噴濺 ，如噴頭夾角 11176。因此生產(chǎn)爐的實際使用氧壓應(yīng)稍大于 [kg/cma2],爐齡后期可提高供氧壓力，但不大于 P 設(shè) 的 50%，一般后期為 Po=12[kg/cm2]。由上面分析可提出這樣的結(jié)論 :“在氧氣的滯止溫度為定值時，氧氣流出速度是氧氣噴孔出口斷面積與臨界斷面積之比的函數(shù)，而與壓力無關(guān)”(見 [4]月 13)。和 T2換言之，出口音速與出口氧速 也將同時提高 (參式 37)。 表 3— 3 △ M 相等氧壓，出口速度相應(yīng)增值比較表 M 上升值相同 △ M △ P% △ V% M 由 上升到 =113% 484 404404 =20% M 由 上升到 =118% 541 484484 12% 爐膛壓力、出口氧壓和供氧壓力間的關(guān)系 一般設(shè)計計算取噴頭在爐內(nèi)的環(huán)境壓力為 1 個大氣壓， 即 P=P 出口 =P=[㎏ /C ㎡ ]?；?Po=[kg/cm2] T/T0=。 C]=290[K] 爐內(nèi)壓力 P=1 大氣壓 =[kg/cm2] 可由式（ 3— 5）、（ 3— 6）和表 3— 1 得表 3— 2 及圖 3— 2 表 3— 2 不同出口馬赫數(shù) M 時所需的設(shè)計工況氧壓（ P 設(shè) ）與各出口參數(shù)間的關(guān)系 M T0[K] ao[m/S] V0[m/S] P 設(shè) =P0[kg/cm2] ① 由表 3— 2 及圖 3— 2 可知 圖 3— 2 出口馬赫數(shù) M 與 P 設(shè)、 V 出的關(guān)系圖 提高出口馬赫數(shù)需相應(yīng)提高設(shè)計工況氧壓，但可得較大的出口速度取得較好的攪抖動能； ② 新爐取出口馬赫數(shù) M=2 時，由圖或計算可知，設(shè)計工況氧壓 P 設(shè) =[kg/cm2]較低，但出口氧速 V出 =484[m/S]較高； ③ 當(dāng) M2 時， P 設(shè) 上升快而 V 出 的上升曲線則變平，因此取 M=2 時比較經(jīng)濟合理，即設(shè)計氧 壓不高，630 580 530 480 430 380 P 設(shè) =P0[㎏ /㎡ ] V 出 [m/s] 25 20 15 10 5 0 P0 V 32 25 但出口氧速大，攪拌好。 [Nm3/min] （ 3— 10） ① 令后期爐膛擴大，為保持爐容比（ V/T）和吹氧時間不變應(yīng)同時提高出鋼量和氧流量； ② 提高氧流量的方法有兩種：提高氧壓 P0或換槍使用時增大喉口面積 A*和出口面積 A（由表 3— 1知出口馬赫數(shù)可保持不變）。 [5]536 （ 3— 7） = 錯誤 !未找到引用源。 用于克服管道阻力損失，其值約 1 大氣壓，因此可認(rèn)為近似地抵消了大氣壓力 錯誤 !未找到引用源。 — 錯誤 !未找到引用源。 =（ 1+ 錯誤 !未找到引用源。 =錯誤 !未找到引用源。 [Nm3/min] （ 3— 4） 式中： A*—— 喉口面積 [cm2] P0—— 設(shè)計氧壓 [kg/cm2] 而 KgO2=[Nm3]（參 [2]628） 用冷卻水溫度代氧滯止溫度后的影響 取氧氣貯氣罐滯止溫度 T0=15176。 */ 錯誤 !未找到引用源。 （ 3— 1） 討論馬赫數(shù) M=V/a （ 3— 2） ① M1 為亞音速， Va,當(dāng)斷面縮小，則流速增大； ② M=1 為音速， V=a，喉口處面積不變，為音速段； ③ M1 為超音速， Va，當(dāng)斷面放大，則流速增大。 2=[m] 爐帽 560 和爐底工作層 600mm,爐帽永久層 152mm 爐底永久層用標(biāo)準(zhǔn)鎂磚立砌一層 ，黏土磚平砌三層 65179。 ③ 爐帽高度 H 帽 ： 32 20 ? ? ? ?01 11 ta n ( 4 . 5 9 5 2 2 0 5 . 6 ) ta n 6 1 2 . 1 6 0 m22H D d ?? ? ? ? ? ? ?帽 取 ? ?35 mHm?口 ，則整個爐帽高度為： ? ?1 2 1 6 0 0 .3 5 3 2 .4 6 0H H H m? ? ? ? ?口帽 帽 在爐口出設(shè)置水箱式水冷爐口。 ⑶ 爐容比 取 V/T= ⑷ 熔池尺寸的計算 ① 熔池直徑的計算 熔池直徑的計算公式 tGKD? G:取 B=12%，則 G=105/= ； V 金 =117*= ：噸鋼耗氧量計算得 57m3 ，取吹氧時間為 20min。 表 2— 4 我國部分轉(zhuǎn)爐爐襯厚度（ mm）設(shè)計參考數(shù)據(jù) 公稱容量（ T） 爐帽工作層 爐身永久層 填料層 工作層 爐底工作層 爐底厚度 球形 ≦ 30 400~600 60~115 40~60 550~600 400 730 ≧ 50 450~600 115 60~80 550~700 500~600 900~1050 4416~ (Ⅴ )爐子外形尺寸 的寬度比（ H 總 /D 殼）（參 [4]254 圖 23— 1） 爐子高寬比大則增加轉(zhuǎn)爐的傾翻力矩，并使廠房高度隨之增加。分述如下 : 用以保護鋼板，用一層鎂磚側(cè)砌，厚約 113~115:mm。出鋼口的水平傾角一般在 0~30176。 轉(zhuǎn)爐有效容積 V=V 金屬 +V 身 +V 帽 (參 [4]圖 23 一 1) (2一 23) 2. 爐熔比 一般 (V/T)=~(參附表 ) (2 一 24) 當(dāng)鐵水中 [Si、 P、 S]高，鐵水比大，并用礦石作冷卻劑，或提高供氧強度均要求相應(yīng)增大爐熔比，這樣可以容納較多的渣量和順利地排出 CO 爐氣而 防止噴濺和過度沖刷爐襯。 當(dāng)耐火材料弧度高時可取θ = 60176。傾角小時則耐火材料成懸臂型負(fù)荷而容易使?fàn)t帽傾塌。0 出 (Ⅱ )爐帽部分（參 [4]254 圖 23— 1） 爐口 爐口小有利于出鋼不留渣可防回磷，也可減少爐口輻射損失和防噴，但要便于加廢鋼，兌鐵水和補爐等操作。其余參數(shù)的單位與試算式同。 由 [7]，對頂吹轉(zhuǎn)爐要求有合適的熔池穿透比： 表 2— 3 熔池穿透比參數(shù)表 h/h 穿 單孔噴頭 三孔噴頭 ~ ~ (結(jié)果近似可選用 ) ①試算式 h 穿 =[13( 2 . 9 3 . 4 40h ] / 1 0 [ ]dH P m mr+錐 穿設(shè)喉[ （ ） [7]69 228 式中： ρ = [g/cm3] 最高槍位 H 高 = 出 178。 332[kg][Nm ] 供氧強度可參表 2— 1，計算后，供養(yǎng)時間應(yīng)符合表 2— 2 的范圍。這種倒圓臺的爐底比球形爐底易于砌筑 . 二 .爐子各部分主要尺寸參數(shù)的確定和計算 轉(zhuǎn)滬的主要尺寸如 [4]254 圖 23 一 1 所示 .下面分五個部分進行討論 (I)熔池部分 D =K /Gt 式中： G—— 新爐金屬料裝入量， T（由原始條件給出） t—— 吹氧時間， min K—— 系數(shù) 30 噸爐子 K=~ 系數(shù) 30 噸爐子 K=~ t= 33 m in180。這種爐子的熔池形狀更符合鋼流循環(huán)的要求，且與筒球形相比 ，當(dāng)熔池深度相同時，熔池直徑與反應(yīng)而積均可稍大而有利于去磷反應(yīng)的進行 (見式 26 和式 26)。球形底可使散熱面積小，倒渣時爐底形成拱頂而強度相對要大。內(nèi)型應(yīng)與殘余爐襯的輪廓接近。 % 179。 70% 179。%= 因 S%微量而不計 Fe 179。（ 175%） = 1655= 7155 = 179。（ 170%） = 3228= 6028= 179。（ 190%） = 3212= 4412= 179?？梢郧蟮?[O]=%179。=+ ***。 80/62＝ 179。 %＝ 179。 44/12＝ Si→ SiO2 179。 28/12＝ CO 和 CO2 進入爐氣 C→ CO2 179。 三、熱平衡表 表 1 一 17 熱收入項 熱支出項 安徽工業(yè)大學(xué) 11 鐵水物理熱 鋼水物理熱 元素氧化和成渣熱 爐渣物理熱 31660 C 煙塵物理熱 Si 爐氣物理熱 16788 Mn 2878 鐵珠物理熱 P 噴濺金屬物理熱 P2O3 其他熱損失 3106 SiO2 廢鋼物理熱 煙塵氧化熱 共計 202344 共計 .轉(zhuǎn)爐熱效率 = 100%?? ?鋼 水 物 理 熱 廢 鋼 熱 效 率 爐 渣 熱 效 率總 熱 收 入 =(++31660)/ %=% (四 )加入廢鋼和脫氧后的物料平衡計算 一、加入廢鋼的物料 平衡計算 廢鋼中各元素的氧化量（ %） 表 1— 18 成分 C Si Mn P S 廢鋼取 BD3中限 終點鋼水 元素鋼水量 % + 廢鋼中各元素的氧化量、耗氧量、氧化物量和進入鋼中量的計算 表 1— 19 項目 廢鋼中元素化量， kg 耗氧量， kg 氧化物量， kg 備注 C→ CO 179。 (1658 一 1517)]=[kJ] 熱支出總計 =++++16788++=[KJ] 剩余熱量 10117 [kJ] 則剩余熱量為 = 3106[KJ] 廢鋼加入量 lkg 廢鋼吸熱量為： 1179。 (1517－ 25)+272+179。 (1450－ 25)+209]= 爐氣物理熱 : 爐氣物理熱 =179。 +％ 179。 [179。 因此鋼水物理熱 =179。 65+0. 17179。 +20%179。 = P2O5→ 4CaO?P2O5 179。 28314= Mn→ MnO 179。 (－ 25)+218+179。 30+179。 =[㎏ ] 四、未加廢鋼時氧氣的消耗量的計算 表 1— 15 氧氣的消耗和帶入項目 元素氧化耗氧量 （表 1— 7） 螢石中 P 耗氧量 表 1— 9 說明 煙塵中鐵氧化耗氧量 （見二） 自由氧重 表 1— 14 爐襯中碳氧化耗氧量 （見表 1— 7） 爐氣中氮重 表 1— 14 礦石帶入氧量 （見二） 石灰中 S 反應(yīng) 帶入氧重 表 1— 12 說明 由此 可得實耗氧量 =+++++=]