年產260噸鋼的轉爐車間設計論文

資料范本資料范本本資料為word版本，可以直接編輯和打印，感謝您的下載年產260噸鋼的轉爐車間設計論文地點：__________________時間：__________________說明：本資料適用于約定雙方經過談判，協(xié)商而共同承認，共同遵守的責任與義務，僅供參考，文檔可直接下載或修改，不需要的部分可直接刪除，使用時請詳細閱讀內容太原科技大學畢業(yè)設計（論文）任務書（由指導教師填寫發(fā)給學生）學院（直屬系）：材料科學與工程學院時間：2014年3月12日說明：一式兩份，一份裝訂入學生畢業(yè)設計（論文）內，一份交學院（直屬系）。目錄

TOC\o"1-3"\h\u

23539

摘要

IV

26587

Abstract

V

20720

第1章緒論

-1-

10040

1.1轉爐煉鋼的歷史及發(fā)展

-1-

2038

1.1.1轉爐煉鋼概述

-1-

12903

1.1.2世界轉爐煉鋼的發(fā)展歷程

-1-

9925

1.1.3我國轉爐煉鋼的發(fā)展

-3-

8588

1.2轉爐煉鋼的分類

-3-

20677

1.2.1氧氣頂吹轉爐煉鋼

-4-

11994

1.2.2氧氣底吹轉爐煉鋼

-4-

12811

1.2.3頂?shù)讖痛缔D爐煉鋼

-5-

28189

第2章煉鋼過程的物料平衡和熱平衡計算

-7-

20267

2.1物料平衡計算

-7-

31137

2.1.1計算原始數(shù)據

-7-

10505

2.1.2物料平衡基本項目

-9-

1893

2.1.3計算步驟

-9-

31688

2.2熱平衡計算

-17-

12461

2.2.1計算所需原始數(shù)據

-17-

23166

2.2.2計算步驟

-17-

18300

第3章年產260萬噸氧氣頂吹轉爐設計

-21-

13667

3.1氧氣頂吹轉爐爐型及各部分尺寸

-21-

12407

3.1.1轉爐爐型及其選擇

-21-

1680

3.1.2轉爐爐型各部分尺寸的確定

-21-

11580

3.2轉爐爐襯

-25-

386

3.2.1爐襯材質選擇

-25-

8769

3.2.2爐襯組成及厚度確定

-26-

17413

3.3磚型選擇

-26-

31908

第4章氧氣頂吹轉爐氧槍設計

-28-

15159

4.1.1噴頭參數(shù)選擇原則

-29-

16286

4.1.2120t轉爐氧槍噴頭尺寸計算

-31-

17845

4.2氧槍槍身設計

-33-

15994

4.2.1槍身各層尺寸的確定

-33-

9276

4.2.2氧槍長度的確定

-36-

28468

4.3氧槍裝置和副槍裝置

-36-

5183

4.3.1氧槍裝置

-36-

3138

4.3.2副槍裝置

-37-

7873

第5章爐外精煉設備及工藝布置

-38-

4092

5.1爐外精煉方法的選擇

-38-

3353

5.1.1爐外精煉的功能

-38-

647

5.1.2各種產品對精煉功能的一般要求

-38-

32348

5.1.3爐外精煉方法的確定

-38-

20273

5.2LF精煉爐

-39-

17828

5.2.1LF精煉爐的特點

-39-

17831

5.2.2LF爐設備及其配置

-39-

254

5.2.3LF爐在車間內的布置

-40-

11401

5.3RH精煉爐

-41-

8745

5.3.1RH設備的特點

-41-

26036

5.3.2RH真空脫氣室設計原理

-41-

17984

第6章連續(xù)鑄鋼設備

-42-

6594

6.1連鑄機機型分類

-42-

7098

6.2連鑄機的主要工藝參數(shù)

-42-

19592

6.2.1鋼包允許的最大澆鑄時間

-42-

7756

6.2.2鑄坯斷面

-43-

8282

6.2.3拉坯速度

-43-

12701

6.2.4連鑄機的流數(shù)

-44-

3133

6.2.5鑄坯的液相深度和冶金長度

-45-

4886

6.2.6弧形半徑

-46-

13456

6.3連鑄機生產能力的確定

-46-

32641

6.3.1連鑄機與煉鋼爐的合理匹配和臺數(shù)的確定

-46-

23617

6.3.2連鑄澆注周期計算

-47-

27194

6.3.3連鑄機的作業(yè)率

-47-

31956

6.3.4連鑄坯收得率

-48-

5330

6.3.5連鑄機生產能力的計算

-49-

26535

6.4連鑄機主要設備

-50-

13930

6.4.1鋼包與中間包的鋼流控制系統(tǒng)

-50-

7112

6.4.2鋼包回轉臺

-51-

16491

6.4.3中間包及其載運設備

-51-

14142

第7章氧氣頂吹轉爐煉鋼車間設計

-53-

15297

7.1轉爐車間組成與生產能力計算

-53-

28084

7.2轉爐車間主廠房工藝布置

-53-

27157

7.2.1裝料跨布置

-53-

3124

7.2.2轉爐跨布置

-55-

13896

7.2.3連鑄各跨布置

-60-

17449

第8章煉鋼車間煙氣凈化與回收

-64-

32218

8.1煙氣與煙塵

-64-

20407

8.1.1煙氣特征

-64-

8834

8.1.2煙塵性質

-65-

16747

8.2煙氣凈化方案選擇

-65-

3453

8.3煙氣凈化系統(tǒng)主要設備

-65-

8916

8.3.1煙罩

-66-

23133

8.3.2煙氣冷卻系統(tǒng)

-66-

24711

8.3.3除塵器

-66-

19816

參考文獻

-67-

14232

致謝

-68-

6592

附錄

-69-

年產260萬噸良坯(錠)轉爐煉鋼車間設計摘要本設計簡要介紹了轉爐煉鋼、我國和世界煉鋼技術的發(fā)展歷程。然后進行了物料平衡和熱平衡的計算，再依給定的年產計算出其公稱容量為120t,設計出其爐型和氧槍；再根據給的鋼種來確定其爐外精煉的方法和布置，還有連鑄設備的選擇；然后根據選擇和計算出的數(shù)值來設計出煉鋼車間，最后處理好煙氣的凈化和回收，從而完成本設計。關鍵詞：氧氣頂吹轉爐，物料平衡和熱平衡,爐型，氧槍,連鑄,煉鋼車間AbstractThedesignintroducedBOFsteelmakingandtheprogressofhomeandabroad.Calculatedmaterialandheatbalance,calculatednominalcapacity120tonsbyannualproduction,designedfurnaceandoxygenlance.Accordingtosteelspeciesdeterminedthemethodandlayoutofsecondaryrefining,theselectofcontinuouscastingequipment,underthecalculationandselect.Intheand,handledfluegascleaningandrecovery.Keywords:oxygenlance,heatandmaterialbalance,furnace,oxygenlance,continuouscasting,makingworkshop第1章緒論1.1轉爐煉鋼的歷史及發(fā)展1.1.1轉爐煉鋼概述轉爐煉鋼（convertersteelmaking）是以鐵水、廢鋼、鐵合金為主要原料，不借助外加能源，靠鐵液本身的物理熱和鐵液組分間化學反應產生熱量而在轉爐中完成煉鋼過程。堿性氧氣頂吹和頂?shù)讖痛缔D爐由于其生產速度快、產量大，單爐產量高、成本低、投資少，為目前使用最普遍的煉鋼設備。轉爐主要用于生產碳鋼、合金鋼及銅和鎳的冶煉（1）。轉爐煉鋼的原材料分為金屬料、非金屬料和氣體。金屬料包括鐵水、廢鋼、鐵合金，非金屬料包括造渣料、熔劑、冷卻劑，氣體包括氧氣、氮氣、氬氣、二氧化碳等。非金屬料是在轉爐煉鋼過程中為了去除磷、硫等雜質，控制好過程溫度而加入的材料。主要有造渣料（石灰、白云石），熔劑（螢石、氧化鐵皮），冷卻劑（鐵礦石、石灰石、廢鋼），增碳劑和燃料（焦炭、石墨籽、煤塊、重油）。1.1.2世界轉爐煉鋼的發(fā)展歷程早在1856年德國人

貝斯

麥就發(fā)明了底吹酸性轉爐煉鋼法，這種方法是近代煉鋼法的開端，它為人類生產了大量廉價鋼，促進了

歐洲

的工業(yè)革命。但由于此法不能去除硫和磷，因而其發(fā)展受到了限制。1879年出現(xiàn)了

托馬斯

底吹堿性轉爐煉鋼法，它使用帶有堿性爐襯的轉爐來處理高磷生鐵。雖然轉爐法可以大量生產鋼，但它對生鐵成分有著較嚴格的要求，而且一般不能多用廢鋼。1952年在

奧地利

出現(xiàn)純氧頂吹轉爐，它解決了鋼中氮和其他有害雜質的含量問題，使質量接近平爐鋼，同時減少了隨廢氣（當用普通空氣吹煉時，空氣含79%無用的氮）損失的熱量，可以吹煉溫度較低的平爐生鐵，因而節(jié)省了高爐的焦炭耗量，且能使用更多的廢鋼。由于轉爐煉鋼速度快（煉一爐鋼約10min，而平爐則需7h），負能煉鋼，節(jié)約能源，故轉爐煉鋼成為當代煉鋼的主流。其實130年以前貝斯麥發(fā)明底吹空氣煉鋼法時，就提出了用氧氣煉鋼的設想，但受當時條件的限制沒能實現(xiàn)。直到20世紀50年代初奧地利的VoestAlpine公司才將氧氣煉鋼用于工業(yè)生產，從而誕生了氧氣頂吹轉爐，亦稱LD轉爐。頂吹轉爐問世后，其發(fā)展速度非常快，到1968年出現(xiàn)氧氣底吹法時，全世界頂吹法產鋼能力已達2.6億噸，占絕對壟斷地位。1970年后，由于發(fā)明了用碳氫化合物保護的雙層套管式底吹氧槍而出現(xiàn)了底吹法，各種類型的底吹法轉爐（如OBM，Q-BOP，LSW等）在實際生產中顯示出許多優(yōu)于頂吹轉爐之處，使一直居于首位的頂吹法受到挑戰(zhàn)和沖擊。頂吹法的特點決定了它具有渣中含鐵高，鋼水含氧高，廢氣鐵塵損失

大和

冶煉超低碳鋼困難等缺點，而底吹法則在很大程度上能克服這些缺點。但由于底吹法用碳氫化合物冷卻噴嘴，鋼水含氫量偏高，需在停吹后噴吹惰性氣體進行清洗。基于以上兩種方法在冶金學上顯現(xiàn)出的明顯差別，故在20世紀70年代以后，國外許多國家著手研究結合兩種方法優(yōu)點的頂?shù)讖痛狄睙挿ā＠^奧地利人Dr.Eduard等于1973年研究轉爐頂?shù)讖痛禑掍撝?，世界各國普遍開展了轉爐復吹的研究工作，出現(xiàn)了各種類型的復吹轉爐，到20世紀80年代初開始正式用于生產。由于它比頂吹和底吹法都更優(yōu)越，加上轉爐復吹現(xiàn)場改造比較容易，使之幾年時間就在全世界范圍得到普遍應用，有的國家（如

日本

）已基本上淘汰了單純的頂吹轉爐。氧氣轉爐煉鋼從頂吹發(fā)展到頂?shù)讖痛到洑v了30多年，現(xiàn)已成為世界上主要的煉鋼方法，目前轉爐鋼的比例已達70%以上。傳統(tǒng)的轉爐煉鋼過程是將高爐來的鐵水經混鐵爐混勻后兌入轉爐，并按一定比例裝入廢鋼，然后降下水冷氧槍以一定的供氧、槍位和造渣制度吹氧冶煉。當達到吹煉終點時，提槍倒爐，測溫和取樣化驗成分，如鋼水溫度和成分達到目標值范圍就出鋼。否則，降下氧槍進行再吹。在出鋼過程中，向鋼包中加入脫氧劑和鐵合金進行脫氧、合金化。然后，鋼水送模鑄場或連鑄車間鑄錠。隨著用戶對鋼材性能和質量的要求越來越高，鋼材的應用范圍越來越廣，同時鋼鐵生產企業(yè)也對提高產品產量和質量，擴大品種，節(jié)約能源和降低成本越來越重視。在這種情況下，轉爐生產工藝流程發(fā)生了很大變化。鐵水預處理、復吹轉爐、爐外精煉、連鑄技術的發(fā)展，打破了傳統(tǒng)的轉爐煉鋼模式。已由單純用轉爐冶煉發(fā)展為鐵水預處理——復吹轉爐吹煉——爐外精煉——連鑄這一新的工藝流程。這一流程以設備大型化、現(xiàn)代化和連續(xù)化為特點。氧氣轉爐已由原來的主導地位變?yōu)樾铝鞒痰囊粋€環(huán)節(jié)，主要承擔鋼水脫碳和升溫的任務了。1.1.3我國轉爐煉鋼的發(fā)展我國煉鋼生產工藝技術的發(fā)展，大致可劃分為3個發(fā)展階段：自力更生階段、改革開放階段和集成創(chuàng)新階段。自力更生階段[2]：新中國成立后，在自力更生、艱苦奮斗的方針指導下，新中國的煉鋼生產得到了迅速恢復和較快發(fā)展。但由于受到西方工業(yè)發(fā)達國家的技術封鎖，我國煉鋼生產技術與國際先進水平有很大差距，煉鋼生產仍以落后的平爐一模鑄工藝為主，中小型鋼鐵企業(yè)占相當大的比例。對20世紀50～60年代國際上開發(fā)投產并迅速推廣的氧氣轉爐、連鑄、鋼水爐外精煉和鐵水預處理等新工藝、新技術國內遲遲未能大量采用。這一階段建設了新中國鋼鐵工業(yè)的脊梁，培養(yǎng)了優(yōu)良的作風和大批優(yōu)秀的技術、管理人才，為中國鋼鐵工業(yè)的振興奠定了基礎。改革開放階段：這一歷史時期我國采取對外開放的基本國策，通過學習、引進、消化和吸收國外先進技術使我國煉鋼生產技術逐步實現(xiàn)現(xiàn)代化。集成創(chuàng)新階段：20世紀90年代中期國內開始學習并引進美國濺渣護爐技術，通過不斷的技術再創(chuàng)新和集成創(chuàng)新形成了具有中國特色的濺渣護爐技術，在全國廣泛推廣，獲得巨大成績。這標志著我國煉鋼生產技術的發(fā)展開始從單純學習、引進國外先進技術為主，逐漸轉移到以國內自主創(chuàng)新和集成創(chuàng)新為主的發(fā)展道路。隨著國內煉鋼生產技術的發(fā)展，我國鋼產量快速增長，從1966年的1億t增到2005年的3．49億t，約占世界鋼產量的三分之一，其生產技術的發(fā)展令全世界目。1.2轉爐煉鋼的分類轉爐按爐襯的

耐火材料

性質分為堿性（用鎂砂或白云石為內襯）和酸性（用硅質材料為內襯）;按氣體吹入爐內的部位分為底吹、頂吹和頂?shù)讖痛?按吹煉采用的氣體，分為空氣轉爐和氧氣轉爐。酸性轉爐不能去除生鐵中的硫和磷，須用優(yōu)質生鐵，因而應用范圍受到限制。堿性轉爐適于用高磷生鐵煉鋼，曾在西歐得到較大發(fā)展?？諝獯禑挼霓D爐鋼，因含氮量高，質量不如平爐鋼，且原料有局限性，又不能多配廢鋼，未能像

平爐

那樣在世界范圍內廣泛采用。1952年氧氣頂吹轉爐問世，逐漸取代空氣吹煉的轉爐和平爐，現(xiàn)在已經成為世界上主要煉鋼方法。在氧氣頂吹轉爐煉鋼法的基礎上，為吹煉高磷生鐵，又出現(xiàn)了噴吹石灰粉的氧氣頂吹轉爐煉鋼法。隨氧氣底吹的風嘴技術的發(fā)展成功，1967年德國和法國分別建成氧氣底吹轉爐。1971年美國引進此項技術后又發(fā)展了底吹氧氣噴石灰粉轉爐，用于吹煉含磷生鐵。1975年法國和盧森堡又開發(fā)成功頂?shù)讖秃洗禑挼霓D爐煉鋼法。1.2.1氧氣頂吹轉爐煉鋼用純氧從轉爐頂部吹煉鐵水成鋼的轉爐煉鋼方法稱為LD法或稱BOF法。此煉鋼方法繼承了過去的空氣吹煉轉爐的優(yōu)點，又克服了其缺點。與電爐煉鋼相比，該方法具有以下優(yōu)點：1）生產率高；2）對鐵水成分的適應性強；3）廢鋼使用量高；4）可生產低硫、低磷、低氮、及地雜質鋼等；5）可生產幾乎所有主要鋼品種。正因為有這些長處，氧氣頂吹轉爐煉鋼法在1952年后迅速地發(fā)展為世界上的主要煉鋼方法。它主要用于冶煉非合金鋼和低合金鋼；但通過精煉手段，也可用于冶煉不銹鋼等合金鋼。1.2.2氧氣底吹轉爐煉鋼通過轉爐底部的氧氣噴嘴把氧氣吹入爐內熔池，使鐵水冶煉成鋼的轉爐煉鋼方法成為OBM法。OBM法的出現(xiàn)使處于壟斷地位的氧氣頂吹轉爐煉鋼法受到了挑戰(zhàn)和沖擊。這是因為氧氣底吹轉爐煉鋼法顯示出許多優(yōu)于頂吹法之處，可歸納為：1）熔池攪拌力強，相當或大于頂吹法的10倍，因此，熔池的成分、溫度均勻、操作平穩(wěn)，且可防止噴濺和金屬損失。2）脫碳速度快，熔池碳氧反應更處于平衡狀態(tài)，因此更適合于冶煉低碳鋼，即使轉爐終點[C]為0.01%～0.02%時（質量分數(shù)），也不會出現(xiàn)渣、鋼過氧化現(xiàn)象，且有較高的殘錳收得率，因此比氧氣頂吹轉爐煉鋼法有更高的鋼水和合金收得率。由于以上兩點明顯的優(yōu)點，從70年代開始，西德、美國、法國、比利時、瑞典以及日本相繼投產了一些氧氣底吹轉爐。然而，氧氣底吹轉爐也存在一些自身難以克服的缺點，如：1）由于熔池上方形成不了類似頂吹法時的熔狀區(qū)，因此，脫磷困難。2）由于僅極少量CO在爐內燃燒成CO2，因此產生熱量比頂吹法低，廢鋼比低于頂吹法4%左右。3）由于使用碳氫化合物冷卻噴嘴，因此鋼水[H]比頂吹法高。1.2.3頂?shù)讖痛缔D爐煉鋼因為頂吹法和底吹法各有長處和短處，而自身又無法克服其短處，因此，促使人們去思考尋求集兩者優(yōu)點而克服兩者缺點的新途徑。另外，70年代，連鑄技術在全世界迅速發(fā)展，對煉鋼在鋼質和成分上提出了更高要求，因此這種集頂吹和底吹優(yōu)點的新技術的研究加快了步伐。1978年，盧森堡阿爾蓖德貝爾瓦廠首先開發(fā)出頂吹氧、底吹惰性氣體的復合吹煉方法，即LBE法，且很快在西歐、北美迅速推廣。與此同時，日本各大鋼廠也相繼開發(fā)成功頂?shù)讖痛导夹g，并成功用于工業(yè)生產。由于頂?shù)讖痛导夹g顯示出諸多冶金效果及經濟效益，同時，由于將頂吹轉爐改成復吹轉爐無須大幅度改造，因而頂?shù)讖痛导夹g經問世5年后，在世界范圍內已有70座容量≥150t的大型轉爐改造成功并投產。可以說，到80年代末，復吹煉鋼法已取代頂吹法而成為轉爐煉鋼的主流。頂?shù)讖秃洗禑捈夹g主要分三大類：（1）頂吹氧、底吹惰性氣體法：頂吹氧氣，底吹氣體為N2、AR及CO2弱氧化性氣體，底吹氣體流量大致在0.3NM3/t·min以下，該技術為加強攪拌型復吹方法，其目的主要是加強攪拌效果來獲得較好的冶金效果；（2）頂?shù)讖秃洗笛醴ǎ涸摷夹g是指頂?shù)淄瑫r吹氧、在底吹氧的同時也可吹入部分熔劑，屬于強化冶煉型的復吹方法。底吹氧量約為頂吹的5%～40%（0.2～1.5M3/t·min）。供氣元件為雙套管，中心吹O2，外層吹CO2、N2、Ar及天燃氣作保護；（3）頂?shù)状笛酢娂尤剂戏ǎ涸摷夹g指頂吹氧、底吹或側吹氧，同時底噴或加入燃料，屬于增加廢鋼型的復吹方法。頂?shù)讖痛档闹饕苯鹛卣鞅憩F(xiàn)在以下幾方面：（1）碳氧反應更趨平衡；（2）吹煉終點殘錳明顯提高；（3）脫磷脫硫反應更趨平衡。由于復吹具有上述明顯的冶金特征，因而它給鋼廠帶來了諸多優(yōu)點，可歸納為：（1）渣中含鐵量降低2.5%～5.0%；（2）金屬收得率提高0.5%～1.5%；（3）殘錳提高約0.02%～0.06%；（4）石灰消耗減少3～10Kgt；（5）磷含量降低約0.002%；（6）降低O2耗約8%；（7）減少耐材消耗，提高爐齡。第2章煉鋼過程的物料平衡和熱平衡計算煉鋼過程的物料平衡和熱平衡計算是建立在物質與能量守恒的基礎上的[3]。其主要目的是比較整個過程中物料、能量的收入項和支出項，為改進操作工藝制度，確定合理的設計參數(shù)和提高煉鋼技術經濟指標提供定量依據。由于煉鋼是一個復雜的高溫物理化學變化過程，加上測試手段有限，目前還難以做到精確取值和計算。盡管如此，它對指導煉鋼生產和設計仍有重要的意義。2.1物料平衡計算2.1.1計算原始數(shù)據基本原始數(shù)據有：冶煉鋼種及其成分，鐵水和廢鋼的成分，終點鋼水成分（見表2.1）；造渣用溶劑及爐襯等原材料的成分（見表2.2）：脫氧和合金化用鐵合金的成分及其回收率（表2.3）；其他工藝參數(shù)（表2.4）。表2-1鋼種、鐵水、廢鋼和終點鋼水的成分設定值表2-2原材料成分表2.3鐵合金成分（分子）及其回收率（分母）注：上表中的C中10%于氧生成CO2。表2.4其他工藝參數(shù)設定值2.1.2物料平衡基本項目收入項有：鐵水、廢鋼、溶劑（石灰、螢石、輕燒白云石）、氧氣、爐襯蝕損、鐵合金。支出項有：鋼水、爐渣、煙塵、渣中鐵珠、爐氣、噴濺。2.1.3計算步驟以100Kg鐵水為基礎進行計算。第一步：計算脫氧和合金化前的總渣量及其成分?？傇堪ㄨF水中元素氧化、爐襯蝕損和計入溶劑的成渣量。其各項成渣量分別列于表2.5、2.6和2.7。總渣量及其成分列于表2.8中。第二步:計算氧氣消耗量。氧氣實際耗量系消耗項目與供入項目之差。見表2.9。表2.5鐵水中元素的氧化產物及其渣量①由CaO還原出的氧量；消耗的CaO量=0.020×56/32=0.035kg。表2.6爐襯蝕損的成渣量表2.7加入溶劑的成渣量①石灰加入量計算如下：由表4.6～4.8可知，渣中已含(CaO)=-0.035+0.004+0.002+0.910=0.881㎏；渣中已含(SiO2)=1.500+0.009+0.028+0.020=1.557㎏。因設定的終渣堿度R=3.5；故石灰的加入量為：[RΣω(SiO2)-Σω(CaO)]/[ω(CaO石灰)-R×ω(SiO2石灰)]=4.5685/(88.25%-3.5×2.55%)=5.76kg②(石灰中CaO含量)-(石灰中S→CaS消耗的CaO量)。③由CaO還原出來的氧量，計算方法同表2-6的注。表2.8總渣量及其成分①總渣量計算如下：因為表2-9中除(FeO)和(Fe2O3)以外總渣量為：5.996+1.704+1.029+0.112+0.497+0.440+0.416+0.041=10.235Kg，而終渣Σω(FeO)=15%(表2.4)，故總渣量為10.235÷86.75%=11.798Kg。②ω(FeO)=11.798×8.25%=0.973Kg。③ω(Fe2O3)=11.798×5%-0.036-0.005-0.008=0.541Kg。表2.9實際耗氧量①爐氣N2(存在于氧氣中，見表2.4)的質量，詳見表2.10。第三步：計算爐氣量及其成分。爐氣中含有CO、CO2、N2、SO2和H2O。其中CO、CO2、SO2和H2O可由表2.5～2.7查得，O2和N2則由爐氣總體積來確定。現(xiàn)計算如下。爐氣總體積V∑：式中Vg—CO、CO2、SO2和H2O各組分總體積，m3。本設計中，其值為6.598×22.4/28+2.310×22.4/44+0.020×22.4/64+0.011×22.4/18=6.538m3；GS—不計自由氧的氧氣消耗量，Kg。其值為：6.065+0.062+0.34=6.467Kg；VX—石灰中的S與CaO反應還原出的氧氣量（其質量為：0.001Kg）；99—由氧氣純度99%轉換得來；0.5%—爐氣中自由氧含量。表2.10爐氣量及其成分①爐氣中O2的體積為6.617×0.5%=0.033m3；質量為0.033×32/22.4=0.047kg。爐氣中N2的體積系爐氣總體積與其他成分的體積之差；質量為0.046×28/22.4=0.058kg。第四步：計算脫氧和合金化前的鋼水量。鋼水量Qg=鐵水量-鐵水中元素的氧化量-煙塵、噴濺、和渣中的鐵損據此可以編制出未加廢鋼、脫氧與合金化前的物料平衡表2.11。2.11未加廢鋼時的物料平衡表注：計算誤差為（115.63-115.81）/115.63100%=-0.15%。表2.12廢鋼中元素的氧化量及其成渣量第五步：計算加入廢鋼的物料平衡。如同“第一步”計算鐵水中元素氧化量一樣，利用表2.1的數(shù)據先確定廢鋼中元素的氧化量及其耗氧量和成渣量（表2.12），再將其與表2.11歸類合并，遂得加入廢鋼后的物料平衡表2.13和表2.14.表2.13加入廢鋼的物料平衡表(以100Kg鐵水為基礎)注：計算誤差為(119.71-120.02)/119,71100%=-0.26%。表2.14加入廢鋼的物料平衡表（以100Kg（鐵水+廢鋼）為基礎）第六步：計算脫氧和合金化后的物料平衡。先根據鋼種成分設定值（表2.1）和鐵合金成分及其燒損率（表2.3）算出錳鐵和硅鐵的加入量，再計算其元素的燒損量。將所得結果與表2.14歸類合并，即得冶煉一爐鋼的總物料平衡表。錳鐵加入量為：=硅鐵加入量為：=鐵合金中元素的燒損量和產物量列于表2.15表2.15鐵合金中元素燒損量及其產物量脫氧和合金化后的鋼水成分如下：可見，含碳量尚未達到設定值。為此需要在鋼包內加焦炭粉增碳。其加入量W1為:焦粉生成的產物如下：由上述計算可得冶煉過程(即脫氧和合金化后)的總物料平衡表2.16。表2.16總物料平衡表注：計算誤差為(114.06-115.25)/114.06×100%=-1.04%。①可近似認為(0.102+0.016)的氧量系出鋼水時二次氧化所帶入的氧量。2.2熱平衡計算2.2.1計算所需原始數(shù)據計算所需基本原始數(shù)據有：各種入爐料及產物的溫度（表2.17）；物料平均熱容（表2.18）；反應熱效應（表2.19）；溶入鐵水中的元素對鐵熔點的影響（表2.20）。其他數(shù)據參照物料平衡選取。表2.17入爐料及產物的溫度設定值純鐵熔點為1536℃表2.18物料平均熱容表2.19煉鋼溫度下的反應熱效應2.2.2計算步驟以100Kg鐵水為基礎。第一步：計算熱收入Qs。熱收入項包括：鐵水物理熱；元素氧化熱及成渣熱；煙塵氧化熱；爐襯中碳的氧化熱。（1）鐵水物理熱Qw：先根據純鐵熔點、鐵水成分以及溶入元素對鐵熔點的降低值(見表2.17、2.2和2.19)計算鐵水熔點Tt，然后由鐵水溫度和生鐵熱容(見表2.17和表2.18)確定Qw。表2.20溶入鐵水中的元素對鐵熔點的降低值(2)元素氧化熱及成渣熱Qy：由鐵水中元素氧化量和反應熱效應(見表2.29)可以計算出，其結果列于表2.21中。表2.21元素氧化熱和成渣熱(3)煙塵氧化熱Qc：由表2.5中給出的煙塵參數(shù)和反應熱效應計算可得。(4)爐襯中碳的氧化熱Q1：根據爐襯侵蝕量和含碳量確定。故熱收入總值為：第二步：計算熱支出項Qz。熱支出項包括：鋼水物理熱；爐渣物理熱；爐塵物理熱；爐氣物理熱；渣中鐵珠物理熱；噴濺物(金屬)物理熱；輕燒白云石物理熱；熱損失；廢鋼吸熱。鋼水物理熱Qg：先按求鐵水熔點的方法確定鋼水熔點Tg；再根據出鋼和鎮(zhèn)靜時的實際溫降(通常前者為40～60℃，后者約為3～6℃/min，具體時間與盛鋼桶大小和澆注條件有關)以及要求的過熱度(一般為50～90℃)確定出鋼溫度Tz；最后由鋼水量和熱容算出物理熱。（式中，0.60、0.50、0.020和0.021分別為終點鋼水中C、Mn、P和S的含量。）（式中，50、50和70分別為出鋼過程中的溫降、鎮(zhèn)靜及爐后包括精煉處理等過程中的溫降和過熱度。）(2)爐渣物理熱Qr：令終渣溫度與鋼水溫度相同，則得：(3)爐襯、煙塵、鐵珠和噴濺金屬的物理熱Qx。根據其數(shù)量、相應的溫度和熱容確定。祥見表2.22。表2.22某些物料的物理熱(4)生白云石分解熱Qb:根據其用量、成分和表2.20所示的熱效應計算的。(5)熱損失Qq：其他熱損失帶走的熱量一般占總熱收入的3%～8%。本計算取5%，則得(6)廢鋼吸熱Qf：用于加熱廢鋼的熱量系剩余熱量，即故廢鋼加入量Wf為：即廢鋼比為：熱效率若不計算爐渣帶走的熱量時：熱效率表2.23熱平衡表應當指出，加入鐵合金進行脫氧和合金化，會對熱平衡數(shù)據產生一定得影響。對轉爐用一般生鐵冶煉低碳鋼來說，所用鐵合金種類有限，加入數(shù)量也不多。據有關資料所說，其熱收入部分約占總熱收入的0.8%～1.0%，熱支出部分約占0.5%～0.8%，二者基本持平。因此對于本設計中的兩種鋼種的熱平衡計算步驟和結果是基本相同的，即為表2.23所示。第3章年產260萬噸氧氣頂吹轉爐設計轉爐是轉爐煉鋼車間的核心設備。轉爐爐型及其主要參數(shù)對轉爐煉鋼的生產率、金屬收得率、爐齡等經濟指標都有直接的影響，其設計是否合理也關系到冶煉工藝能否順利進行，車間主廠房高度和轉爐配套的其他相關設備的選型。所以，設計一座爐型結構合理，滿足工藝要求的轉爐是保證車間正常生產的前提，而爐型設計又是整個轉爐車間設計的關鍵。3.1氧氣頂吹轉爐爐型及各部分尺寸3.1.1轉爐爐型及其選擇轉爐由爐帽、爐身、爐底三部分組成。轉爐爐型是指由上述三部分組成的爐襯內部空間的幾何形狀。由于爐帽和爐身的形狀沒有變化，所以通常按熔池形狀將轉爐分為筒球型、錐球型和截錐型等三種。爐型的選擇往往與轉爐的容量【4】有關。由于筒球型爐型形狀簡單，砌磚方便，爐殼容易制造，被國內外大、中型轉爐普遍采用。故我們選擇筒球型，其熔池由球缺體和圓柱體兩部分組成。3.1.2轉爐爐型各部分尺寸的確定轉爐爐型各部分尺寸，主要是通過總結現(xiàn)有轉爐的實際情況，結合一些經驗公式并通過模型試驗來確定。1.熔池尺寸（1）熔池直徑D。熔池直徑是指轉爐熔池在平靜狀態(tài)時金屬液面的直徑。轉爐在一個爐役期內，由于爐襯侵蝕而逐漸減薄，爐容量隨之增大，因此，需要一個統(tǒng)一的衡量標準，叫做公稱容量【5】。我國轉爐公稱容量一般用一個爐役期內的平均爐產鋼水量來表示。每一座吹煉轉爐的年出鋼爐數(shù)N為：式中：T1—每爐鋼的平均冶煉時間，min，取40min；T2—一年有效作業(yè)天數(shù)，d；1440—一年的日歷時間，min；365—一年的日歷天數(shù)，d；—轉爐的作業(yè)率，%，若轉爐與模鑄或部分連鑄配合時，一般取，若全連鑄則取取。代入數(shù)值得爐次/年在選定轉爐公稱容量和轉爐工作制后，即可計算出車間的年產鋼水量：式中：W—車間年產鋼水量，t；n—車間經常吹煉爐座數(shù)，本設計采用“二吹二”工作制，所以n=2；N—每一座吹煉爐的年出鋼爐數(shù)；q—轉爐公稱容量，t。代入數(shù)值得取轉爐吹氧時間t與金屬裝入量G成正比，而與單位時間供氧量Q成反比，即：在供氧量增大的情況下，若要避免噴濺趨于嚴重，就必須擴大熔池面積。也就是說，單位時間供氧量Q與熔池直徑D的平方成正比，即：將上邊兩式合并得：式中D—熔池直徑，m；K—系數(shù)，參見表3.1；G—新爐金屬裝入量t，可取公稱容量；t—平均每爐鋼鐵純吹氧時間，min，參見表3.2。表3.1系數(shù)K的推薦值表3.2平均每爐鋼冶煉時間推薦表結合爐子公稱容量的大小,取t=18，K=1.7故(2)熔池深度h。熔池深度是指轉爐熔池在平靜狀態(tài)時金屬液面到爐底的深度。對于一定容量的轉爐，爐型和熔池直徑確定后，可利用幾何公式計算熔池深度h。對筒球型熔池：通常球缺底的半徑R為熔池直徑D的倍。當R=1.1D，球缺體高h1=0.12D時，熔池體積V池和熔池直徑D及熔池深度h有如下關系：根據熔池的定義，熔池體積V池應等于金屬液體積V金，即：式中V金——新爐金屬裝入量占有的體積；，為金屬液密度，取t/m3。取為7.0得：球缺體半徑球缺體高度2.爐身尺寸的確定轉爐爐帽以下，熔池面以上的圓柱體部分稱為爐身，其直徑與熔池直徑是一致的故需確定的尺寸是爐身高度H身。式中V帽，V身，V池—分別為爐帽、爐身和熔池的容積；Vt—轉爐有效容積，為V帽、V身、V池三者之和，取決于爐容量和爐容比。3.爐帽尺寸的確定轉爐一般都用正口爐帽，其主要尺寸有爐帽傾角，爐口直徑和爐帽高度。（1）爐帽傾角。傾角過小，爐帽內襯不穩(wěn)定，容易倒塌；過大則出鋼時容易鋼渣混出和從爐口大量流渣。傾角一般為，小爐子取上限，大爐子取下限。這是因為大爐子的爐口直徑相對要小些。本設計取62°。（2）爐口直徑d。在滿足順利兌鐵水和加廢鋼的前提下，應適當減小爐口直徑，以減少熱損失。爐口直徑一般為熔池直徑的43%～53%。小爐子取上限，大爐子取下限。取。（3）爐帽高度H帽。為了維護爐口的正常形狀，防止因磚襯蝕損而使其迅速擴大，在爐口上部設有高度的直線段。取H口=400mm,因此爐帽高度為：爐帽總容積為：4.爐容比的確定爐容比指轉爐有效容積Vt與公稱容積G之比Vt／G（m3/t）。轉爐爐容比主要與供氧強度有關，與爐容量關系不大。當供氧強度提高時，隨著爐內反應加劇，如果爐膛自由空間不足，必然會發(fā)生大量的渣鋼噴濺或泡沫渣翻滾溢出，造成較多的金屬損失。為了在較高金屬收得率基礎上增大供氧強度，縮短吹煉時間，必須有適當?shù)臓t容比。近20年投產的大型氧氣轉爐，其爐容比都在之間，本設計取0.9。5.出鋼口尺寸的確定出鋼口內口一般都設計在爐帽與交界處，以使轉爐出鋼時其位置最低，便于鋼水全部出凈。出鋼口的主要尺寸是中心線的水平傾角和直徑。（1）出鋼口中心線水平傾角和直徑θ1。為了縮短出鋼口長度，以利于維修和減少鋼液二次氧化及熱損失，大型轉爐的θ1趨于減小。取θ1=15°（2）出鋼口直徑d出。出鋼口直徑決定著出鋼時間，因此隨著爐子容量而異。通常d出按下面的經驗公式確定：。式中G—轉爐公稱容量，t。出鋼口外徑（爐襯+鋼殼的厚度）一般為出鋼口直徑的6倍左右【6】，而出鋼口長度一般為出鋼口直徑的倍，即6.高寬比的確定高寬比系指轉爐爐殼總高H總與爐殼外徑D殼之比值,實際上它只是作為爐型設計的校核數(shù)據。增大高寬比對減少噴濺和溢渣，提高金屬收得率有利。但是高寬比過大，在爐膛體積一定時，反應面積反而小，氧氣流股易沖刷爐壁，對爐襯壽命不利，而且導致廠房高，基建費用大，轉爐傾動力矩大，耗電大。轉爐高寬比推薦值為1.35～1.65。3.2轉爐爐襯3.2.1爐襯材質選擇轉爐爐襯壽命是一個重要的技術經濟指標，受許多因素的影響，特別是受冶煉操作工藝水平的影響比較大。但是，合理選用爐襯的材質是提高爐襯壽命的基礎。根據爐襯的工作特點，其材質選擇應遵循以下原則：（1）耐火度（即在高溫條件下不熔化的性能）高；（2）高溫下機械強度高，耐急冷急熱性能好；（3）化學性能穩(wěn)定；（4）資源廣泛，價格便宜。3.2.2爐襯組成及厚度確定通常爐襯由永久層、填充層和工作層組成。永久層緊貼爐殼，修爐時一般不予拆除。其主要作用是保護爐殼，該層常用鎂磚砌筑。填充層介于永久層與工作層之間，一般用焦油鎂砂搗打而成，厚度約為。其主要功能是減輕爐襯受熱膨脹時對爐殼產生擠壓和便于拆除工作層，也有的轉爐不設填充層。工作層系指與金屬、熔渣和爐氣接觸的內層爐襯，工作條件極其苛刻。目前，該層多用鎂碳磚和焦油白云石綜合砌筑。爐帽可用二步煅燒鎂磚，也可根據具體條件選用其他材質。轉爐各部位的爐襯厚度如下所示：爐帽：永久層130mm，填充層90mm，工作層600mm；爐身（加料側）：永久層150mm，填充層90mm，工作層750mm；爐身（出鋼側）：永久層150mm，填充層90mm，工作層750mm；爐底：永久層350mm，填充層90mm，工作層600mm。爐身鋼板厚度取75mm，爐帽和爐底鋼板厚度取65mm。驗證高寬比：則高寬比為，該值在之間，符合要求。3.3磚型選擇砌筑轉爐爐襯選擇磚型時應該考慮以下原則：（1）在可能條件下，盡量選用大磚，以減少磚縫，還可提高筑爐速度，減輕勞動強度；（2）力爭砌筑過程中不打或少打磚，以提高磚的利用率和保證磚的砌筑質量；（3）出鋼口用高壓整體成型專用磚，更換方便、快捷；爐底用帶弧形的異形磚；（4）盡量減少磚型種類。第4章氧氣頂吹轉爐氧槍設計氧槍由噴頭、槍身和尾部結構三部分組成（圖4－1）。噴頭常用紫銅制成；槍身由三層無縫鋼管套裝而成【7】；尾部結構連接輸氧管和冷卻水進出軟管。圖4－1氧槍總體結構1—吊環(huán)；2—中心管；3—中層管；4—上托座；5—外層管；6—下托座；7—噴頭；8—氧氣管；9—進水口；10—出水口；—氧槍總長；—噴頭長度；—槍體長度；—槍尾長度4.1氧槍噴頭尺寸計算噴頭是氧槍的核心部分，其基本功能可以說是一個能量轉換器，它將氧管中氧氣的高壓能轉換為動能，并通過氧氣射流完成對熔池的作用。而氧氣射流的參數(shù)主要由噴頭參數(shù)所決定。4.1.1噴頭參數(shù)選擇原則(1)氧流量計算。氧流量是指單位時間通過氧槍的氧量。氧流量的精確計算應根據物料平衡求得。簡單計算氧流量則可用下式：m3/min（標態(tài)）對于普通鐵水，每噸鋼耗氧量為55～65m3/t（標態(tài)），對于高磷鐵水，每噸鋼耗氧量為60～69m3/t（標態(tài)）。本設計取60m3/t。在一個爐役期中出鋼量變化很大，做噴頭計算時可用轉爐公稱容量代替出鋼量計算。(2)噴頭孔數(shù)現(xiàn)代轉爐氧槍都用多孔噴頭。一般中、小型轉爐用三孔或四孔噴頭，大型轉爐用五孔或五孔以上的噴頭。(3)理論計算氧壓及噴頭出口馬赫數(shù)Ma理論計算氧壓（又稱設計工況氧壓）是指噴頭進口處的氧氣壓強，近似等于滯止氧壓，它是噴頭設計的重要參數(shù)。噴頭出口馬赫數(shù)Ma是噴頭設計的另一個重要參數(shù)，目前國內外氧槍噴頭出口馬赫數(shù)Ma多選用2.0左右。Ma值與滯止氧壓和噴頭出口壓力P的比值（P/）有確定的對應關系，如圖4-2和表4.1：圖4-2Ma與P0、之間的關系表4.1Ma、V、P0之間的關系(4)爐膛壓力轉爐爐膛壓力是氧槍噴頭出口處的壞境壓力。它與噴頭出口壓力的差異決定了氧氣出口后的流態(tài)，因此，爐膛壓力也是噴頭設計的重要參數(shù)之一。在氧流量一定的條件下，爐膛壓力與氧槍槍位、轉爐內泡沫渣的高度和濃度有關，也會隨一個爐役期內轉爐容量的變化而變化。因此實際的爐膛壓力很難測定。根據實測數(shù)據，一般爐膛壓力為0.099~0.102Mpa。(5)噴孔傾角()與噴孔間隙()噴孔傾角()是指噴孔幾何中心線和噴頭中軸線之間的夾角。它也是多孔噴頭設計的重要參數(shù)之一。噴孔間隙()是指噴孔出口斷面中心點到噴頭中軸線之間的距離。多孔噴頭孔數(shù)和噴孔傾角之間的關系如下表：表4.2多孔噴頭孔數(shù)和噴孔傾角之間的關系(6)噴頭端面形狀多孔噴頭由于每個噴孔幾何中心線與噴頭中軸線有一定的夾角，如果整個端面呈平面，則每個噴孔出口斷面呈斜面，這樣從噴孔流出的氧氣流股的邊界條件是不對稱的，就會產生氧氣射流沿斜口管壁流動的復雜情況。所以噴頭端面應設計成與噴頭中軸線的垂直平面相交的夾角為角的圓錐面，而角正相當于噴孔傾角。(7)噴孔形狀一個氣動特性良好的超音速噴管的內形狀是一個具有許多不同曲率半徑的復雜曲面，其設計和加工都是一個相當復雜的過程。氧氣噴孔設計主要的目的是將氧氣流股的壓力能轉化為動能，使之對熔池有較大的沖擊力。所以可以采用一種相對簡單的設計方法，即使噴管呈圓錐形，這樣便于加工，實踐證明也能滿足冶煉要求。(8)擴張段的擴張角和擴張長度擴張段的擴張角一般取8°~12°(半錐角為4°~6°)。擴張段長度可由公式求得：式中—擴張段長度，mm；—噴孔出口直徑，mm；—噴孔喉口直徑，mm；—噴孔擴張段半錐角，(°)。(9)噴管流量系數(shù)噴管實際氧氣流量計算式應是：噴管流量系數(shù)用來表示實際流量與理論流量的偏差；一般單孔噴頭可?。蝗讎婎^可取。4.1.2120t轉爐氧槍噴頭尺寸計算轉爐公稱容量120t，采用普通鐵水冶煉，冶煉鋼種以Q235鋼為主。(1)計算氧流量。每噸鋼耗氧量為60m3（標態(tài)）,純吹氧時間為18min，出鋼量按公稱容量120t計算，則通過氧槍的氧流量：(2)選用噴孔出口馬赫數(shù)與噴孔數(shù)。馬赫數(shù)確定原則已如前述。綜合考慮，選取馬赫數(shù)Ma=2.0。參照同類轉爐氧槍使用情況，對于120t轉爐噴孔數(shù)取5孔，能保證氧氣流股有一定的沖擊面積與沖擊深度，熔池內盡快形成乳化區(qū)，減少噴濺，提高成渣速度和改善熱效率。(3)設計工況氧壓。根據等熵流表，當M=2.0時,；取噴頭出口壓力（為爐膛壓力，此處按近似等于大氣壓力計算），則噴口滯止氧壓：取設計工況氧壓近似等于滯止氧壓。(4)計算喉口直徑。噴頭每個噴孔氧氣流量：由噴管實際氧氣流量計算式：，取，，又，代入上式，則由上式可求出(5)求噴孔出口直徑。根據等熵流表，在M=2.0時，，即，故噴孔出口直徑：(6)計算噴孔擴張段長度。取擴張段的半錐角為3.50,則擴張段長度(7)確定噴孔喉口直線段長度。喉口直線段的作用是保持喉口直徑穩(wěn)定。般取3～10mm。在本例中取喉口直線段長度。(8)噴孔收縮段長度與收縮段進口直徑。收縮段長度與收縮段進口直徑應該以能使整個噴頭布置下五個噴孔為原則，并盡可能使收縮孔大一些。(9)確定噴孔傾角β。多孔噴頭的各個流股是否發(fā)生匯交以效應角θ為界，大于θ則各流股很少匯交，小于θ則必定匯交。按照經驗，噴頭傾角β=12.8°~15.4°為宜。綜合考慮取β=15°。(10)噴頭五噴孔中心分布圓直徑。在噴孔傾角β確定以后，噴孔中心分布圓（即噴孔間距）是影響氧射流是否匯交的另一個因素。從降低氧射流匯交考慮，噴孔中心分布圓大為好，但噴孔中心公布圓要受到噴頭尺寸的限制。綜合考慮，取四噴孔中心分布圓直徑：4.2氧槍槍身設計氧槍槍身由三層無縫鋼管套裝而成，內層管是氧氣通道，內層管與中層管之間是冷卻水進水通道，中層管與外層管之間是冷卻水出水通道。參見圖4-3。圖4-3氧槍管體通水斷面4.2.1槍身各層尺寸的確定(1)中心管管徑的確定。中心管管徑是向噴頭輸送氧氣的通道，其直徑主要取決于氧氣在管道內的流量與流速。中心氧管內截面積：式中——中心氧管內截面積，m；——管內氧氣工況流量，m/s；——管內氧氣流速，m/s，一般取40～50m/s。取。按氣體狀態(tài)方程，標準狀態(tài)下的流量向工況流量的換算：式中——標準大氣壓，Pa；——管內氧氣工況壓力，Pa；——標準溫度，273K；——管內氧氣實際溫度（即氧氣滯止溫度）。則中心氧管內徑根據標準熱軋無縫鋼管產品規(guī)格，選取中心鋼管為(2)中、外層管管徑的確定高壓冷卻水從中層管內側進入，經噴頭頂部轉彎180°后經中層管外側流出。中層管內徑尺寸的選擇，應保證中層管與中心氧管之間的環(huán)形通道有足夠的斷面積，以通過一定流速（一般取5~6m/s）、一定壓力（）和足夠流量的冷卻水。根據生產實踐經驗，選取氧槍冷卻水耗量；冷卻水進水速度，出水速度（因為出水溫度升高，體積增大，故>）。又中心氧管外徑，則進水環(huán)縫截面積：出水環(huán)縫面積：中層管內徑：式中——中層管內徑，m；——內層管外徑，m；——進水環(huán)形通道截面，m；——高壓冷卻水進口流量，m/s；——高壓冷卻水進水流速，一般選用5～6m/s。計算出中層管的內徑后，再按國家鋼管產品目錄選擇相應規(guī)格的鋼管。中層管除控制進口水的流速外，安裝時還應保證噴嘴端面處水的流速不小于8m/s，以使端面具有較強的冷卻強度，保護噴頭。為此，在中層管端面設立三個支點（定位銷）來確保有足夠的冷卻水通道面積。為防止中層管擺動，在中層管壁內外每隔一定距離焊上定位塊。根據標準熱軋無縫鋼管產品規(guī)格，選取中層鋼管為外層管主要是供出水用，冷卻水經過噴頭后溫度升高10~15℃，水的體積略有增大，選用出水流速為6~7m/s，管徑的計算方法和鋼管的選擇方法與中層管相同。外層鋼管內徑為：mm選取外層鋼管為4.2.2氧槍長度的確定根據公式可確定氧槍總長為：式中—氧槍最低位置至爐口距離，6038mm；—爐口至煙罩下沿的距離，mm，一般取350～500mm，本設計中取400mm；—煙罩下沿至煙道拐點的距離，mm，一般取3000～4000mm，本設計中取3500mm；—煙罩下沿至氧槍插入孔的距離，5000mm；—為清理結渣和換槍需要的距離，mm，一般取500～800mm,本設計中取700mm；—根據把持器下段的要求決定的距離，600mm；—把持器的兩個卡座中心線間的距離，1000mm；—根據把持器上段要求決定的距離，500mm；氧槍行程：4.3氧槍裝置和副槍裝置4.3.1氧槍裝置為了適應轉爐冶煉工藝變換的要求，冶煉過程中需要多次升降槍位，因此需設置氧槍升降裝置與換槍裝置。對氧槍裝置的主要要求是：①合適的升降速度，可變速；②保證氧槍式中處于鉛垂位置，升降平穩(wěn)，控制靈活，操作安全；③能快速更換氧槍；④有完善的安全裝置和電氣連鎖裝置。氧槍升降裝置一般都垂直布置于轉爐的上方，其結構簡單，運行可靠，換槍迅速。但由于槍身長，上下行程大，為布置升降和換槍裝置，要求轉爐跨廠房要高。當氧槍燒壞時需要及時更換，故設置橫移裝置及換槍裝置。在橫移裝置上并排安設有兩套氧槍升降小車，其中一套工作，一套備用，整個換槍時間為1.5min左右。4.3.2副槍裝置為使煉鋼過程自動化、精確化，用計算機進行控制是完全必要的。但為了提高控制的準確性，在吹煉過程中應取得中間數(shù)據，其有效方法就是采用副槍。一般副槍和氧槍是平行插入轉爐內的。但在較小的轉爐中，垂直插入時，探頭將位于火點附近，使測出的數(shù)據缺乏代表性，因此，對于較小的轉爐副槍可以傾斜插入。在車間設計時，應考慮富強升降和更換探頭的空間。第5章爐外精煉設備及工藝布置鋼水爐外精煉又稱鋼水二次精煉或二次冶金（煉鋼）。發(fā)展初期，爐外精煉是將原來在轉爐或電弧爐里需要完成的鋼水精煉任務，轉移到爐外的鋼包或專用容器中進行，以便更經濟、更有效地獲得優(yōu)質的、多品種的鋼水。半個多世紀以來，爐外精煉技術得到長足發(fā)展，已經成為當今潔凈鋼與高純潔鋼必不可少的熔煉手段。5.1爐外精煉方法的選擇5.1.1爐外精煉的功能各種精煉設備的冶金功能是多種多樣的。精煉設備與工藝能夠完成的冶金功能可概括為：脫氣（脫氫、脫氮），脫氧，脫硫，清潔鋼液（減少非金屬夾雜物，提高顯微清潔度），脫碳（冶煉低碳、超低碳鋼種），真空碳脫氧，調整鋼液成分（微調與均勻最終化學成分），調整鋼液溫度。5.1.2各種產品對精煉功能的一般要求爐外精煉方法的選擇應滿足產品質量的要求，不同產品對爐外精煉的功能有不同要求。厚板：脫氫、脫硫、減少氧化物夾雜鋼軌：脫氫輪箍：脫氫、取出夾雜物薄板：脫碳、脫氧管材：脫硫、減少氧化物夾雜軸承鋼：脫氧、減少氧化物夾雜物、脫硫、改變硫化物的形態(tài)不銹鋼：脫碳保鉻、脫氫、減少夾雜物、降低成本爐外精煉的另一個積極意義是減輕煉鋼爐的負荷，提高其生產能力。比如采用連鑄的轉爐車間，尤其是全連鑄車間，往往都選用LF或其他加熱型精煉裝置。5.1.3爐外精煉方法的確定本設計要求冶煉典型低鋼種Q235，綜合考慮上面所提到的精煉方法，參考國內轉爐車間精爐方法的選型，本設取將選擇目前占有絕對優(yōu)勢的LF和RH真空處理兩種方法相結合進行爐外精煉。5.2LF精煉爐5.2.1LF精煉爐的特點LF法是日本大同制鋼公司于1971年在ASEA-SKF和VOD的基礎上開發(fā)的一種新型爐外精煉技術。LF精煉爐在常壓下通過電弧加熱鋼包內鋼水，并同時造高堿度合成渣精煉和底部吹氬攪拌。LF爐能夠承擔電弧爐煉鋼的精煉工作，如造渣、還原、脫氧、脫氣、均勻溫度成分等，也可以保溫、升溫，作為煉鋼和連鑄之間的緩沖裝置，協(xié)調煉鋼和連鑄生產周期不匹配的矛盾，所以現(xiàn)代化的轉爐和電弧爐煉鋼車間都采用它作為精煉設備。LF（LFV）精煉爐的技術特點可歸納如下：（1）LF爐采用鋼包底部透氣磚吹氬攪拌，較之ASEA-SKF鋼包爐使用電磁攪拌簡單，投資費用減少；（2）LF爐與ASEA-SKF同樣采用非真空下電弧加熱鋼水，與VAD爐在低真空下加熱相比，可以不用電極插入真空蓋處的動密封及要求非磁性材料結構，簡化設備，節(jié)省制作與維修費用；（3）在非真空下電弧加熱，又采用了專門的爐渣，可使LF爐加熱鋼水在埋弧狀態(tài)下進行，既可以提高熱效率，有減輕了電弧對精煉爐爐襯的熱侵蝕；（4）為了獲得良好的還原精煉效果，在加熱時，加熱爐蓋與鋼包爐口密封接觸，即在蜜蜂蝦進行電弧加熱，防止外部空氣進入，并加入碳粉造成鋼包爐內還原性氣氛，使包內氣氛中O2含量下降到不大于2%，爐渣中（FeO）可穩(wěn)定地小于0.4%；（5）與VOD相比，LF具有外部能源加熱手段的靈活性，設備對鋼種的適應性擴展了；而且能在還原氣氛下造高堿度爐渣精煉，有利于脫硫。5.2.2LF爐設備及其配置LF爐與ASEA-SKF爐功能相近，整體結構多為臺車（鋼包車）式，鋼包由座包扒渣工位向固定于一定位置的加熱爐蓋、精煉爐蓋處移動，分別完成各項工藝過程。有的還將LF精煉與噴粉處理相連接，即將噴粉設備也裝設于鋼包車的移動線上，實現(xiàn)鋼水的噴粉處理?；蛘咭蜾撍|量要求不同，在同一線路上有選擇地通過幾個精煉環(huán)節(jié)，得到需要的成品鋼水。（1）爐體作為精煉爐體的鋼包與普通澆注鋼包的不同點是內型尺寸較為矮粗，即H/D較??；鋼包上口外緣裝有水冷圈（法蘭），防止包口變形和保證爐蓋與之密封接觸，底部裝有滑動水口和吹氬透氣磚。鋼包殼需按氣密性焊接的要求焊制。（2）電弧加熱裝置LF爐電弧加熱系統(tǒng)與三相電弧加熱裝置相似，電極支撐與傳動結構也相似，只是尺寸隨鋼包爐結構而異。鋼包爐加熱所需電功率遠低于電弧爐熔化期，且二次電壓也較低。LF爐用變壓器次級電壓通常也設計若填干級次，但因加熱電流穩(wěn)定不必很大變化，所以選定某一級電壓后，一般不作變動，故變壓器沒必要采用有載調壓，設備可以更簡單可靠。（3）爐蓋LF爐爐蓋與ASEA-SKF爐相同，為保證爐內加熱時的還原氣氛或（當有真空精煉時）真空密封性，爐蓋下部與鋼包上口接觸應采用密封裝置。現(xiàn)在，爐蓋大都采用水冷結構型。為保護水冷構件和減少冷卻水帶走熱量，在水冷爐蓋的內表面襯以搗制耐火材料，下部還掛鑄造的保護擋板，以防鋼液激烈噴濺，粘結爐蓋，使爐蓋與鋼包邊緣焊死，無法開啟。（4）真空系統(tǒng)LF爐與ASEA-SKF爐一樣，采用蒸汽噴射泵。一方面它有巨大的排氣能力，另一方面可以不必顧慮排出氣體的溫度和抽出氣體中含有微小渣粒和金屬塵埃；這是機械泵所不可比擬的。LF爐與ASEA-SKF爐真空精煉過程中真空度應≤67Pa（0.5mmHg），應能在5分鐘左右將爐內壓力抽吸到上述范圍。5.2.3LF爐在車間內的布置LF爐設備在車間可有多重擺放位置，視車間具體情況而定，綜合起來，LF爐的位置基本上有兩種類型：其一，LF爐與加熱變壓器（如含真空精煉時還包括真空精煉工位）位于爐子胯間，與初煉爐（電弧爐）靠近并列，當初煉爐出鋼后，載有鋼水的鋼包被吊運到精煉爐鋼包車上，鋼包車進入各工位。其二，LF爐設備的各個工位均位于出鋼—連鑄跨間內，鋼包車運行方向與車間（廠房）的縱向平行。5.3RH精煉爐5.3.1RH設備的特點RH設備是真空裝置中最龐大、最復雜、投資最大的一種，但由于周期短，生產能力大、脫氣效果好，仍然是目前大多數(shù)大型轉爐車間首選的精煉設備。RH設備真空室下端設置兩根吸引和排放鋼液的上升管和下降管，鋼液脫氣處理時，兩根管插入鋼包內的鋼水中，通過抽真空和在上升管下部1/3處向鋼水吹入氬氣等驅動氣體，使鋼水上下循環(huán)脫氣。同時可以加入合金微調成分。5.3.2RH真空脫氣室設計原理RH真空脫氣室為圓筒型容器，外殼由鋼板焊成，內襯耐火材料一般由頂部、中部和底部組成。底部連通循環(huán)管(上升與下降)兩支。而循環(huán)管在結構上又由兩段連成，上段與真空室底殼連接，下段與上段用法蘭盤連接，下段即是工作時侵入鋼水的部分。真空室頂部有加料孔、排煙孔、攝像孔等。真空脫氣時應能使鋼水進入后有適當?shù)耐Ａ魰r間，和足夠的脫氣表面積，脫氣過程中熱損失要小。采用RH精煉爐可以達到脫氫、脫氧、去氮和去除鋼中氣體的效果。第6章連續(xù)鑄鋼設備將高溫鋼水連續(xù)不斷地澆鑄到一個或一組水冷鋼質結晶器內，鋼水沿結晶器周邊逐漸凝固成坯殼，待鋼液面上升到一定高度，坯殼凝固到一定厚度后由拉矯機將鑄坯拉出，并經二冷區(qū)噴水冷卻使鑄坯完全凝固，由切割裝置根據軋鋼要求切成定尺。這種使高溫鋼水直接澆鑄成鋼坯工藝稱為連續(xù)鑄鋼，簡稱連鑄[8]。連鑄是煉鋼領域發(fā)展最快的技術之一，20實際60年代中期，全球連鑄比尚不到10%，而21實際初全球連鑄比已高達90%以上。6.1連鑄機機型分類（1）按結構的外形可分為立式連鑄機、立彎式連鑄機、多點彎曲的立彎式連鑄機、弧形連鑄機（分直形結晶器和弧形結晶器兩種）、多半徑弧形（即橢圓形）連鑄機和水平連鑄機等。近年來，隨著連鑄技術的發(fā)展，又開發(fā)了輪式連鑄機的研究。（2）按鑄坯斷面的形狀可分為板坯連鑄機（又分厚板坯連鑄機、常規(guī)板坯連鑄機、中等厚度板坯連鑄機和薄板坯連鑄機）、方坯連鑄機、圓坯連鑄機和異形連鑄機等。（3）按鑄坯所承受的鋼水靜壓頭，即鑄機垂直高度H和鑄坯厚度D比值的大小，可將連鑄機分為高頭型、標準頭型、低頭型、和超低頭型四種。隨著煉鋼和爐外精煉技術的提高，澆注前及澆注過程中對鋼水純凈度的有效控制，低頭和超低頭連鑄機的采用逐漸增多。6.2連鑄機的主要工藝參數(shù)連鑄機的主要工藝參數(shù)是決定連鑄機機械設備性能和尺寸的基本前提，也是連鑄車間工藝布置的主要依據。連鑄機（由于弧形連鑄機應用最為廣泛，所以以下論述都是指弧形連鑄機）的主要工藝參數(shù)包括鋼包允許的最大澆注時間、鑄坯斷面、拉坯速度、流數(shù)、冶金長度、弧形半徑等。6.2.1鋼包允許的最大澆鑄時間鋼包允許的最大澆注時間受多種因素影響，如鋼種、鋼包容量、包襯材質、鋼包烘烤狀況、保溫劑性能、鋼包加蓋等?？砂聪铝薪涷灩接嬎悖菏街衪max—鋼包允許的最大澆注時間，min；G—鋼包容量，t，本設計轉爐公稱直徑120t，鋼包設計容量為150t，實際容量為120t。F—質量系數(shù)，主要取決于對澆注溫度控制的要求。對要求嚴格的鋼種，取f=10；對于要求較低的鋼種，取f=16；一般取10-12。本設計取10。所以本設計剛報允許的最大澆鑄時間為6.2.2鑄坯斷面鑄坯斷面的形狀和尺寸可依據下列主要因素確定。(1)根據孔材品種和規(guī)格確定。大方坯和小方坯用來軋成線材、型材、帶材，園坯或方坯軋成管材，板坯軋成薄板，中厚板及帶材。(2)根據軋材需要的壓縮比來確定。譬如要求破壞一次結晶，并使中心組織均勻化時，壓縮比必須大于4，要求破壞晶狀組織時，則壓縮比可達8；對于重要特殊鋼材如滾珠軸承鋼、不銹鋼、高合金鋼的壓縮比要求達到10～15；對于滾動體類的軸承鋼的壓縮比要求高達30～50。(3)適應軋機的能力與成才要求尺寸。鑄坯斷面尺寸與各種軋機的配合參見表6-1。各國現(xiàn)用連鑄機可生產的鑄坯斷面范圍大致是：方坯（50×50）～（450×450），矩形坯（50×108）～（400×560），板坯最大為310×2500,圓坯Φ40～Φ450，異形坯120×240(橢圓形)，Φ450×Φ100（中空形），460×400×120，356×775×100(工字形)。鑄坯斷面的形狀和尺寸對連鑄機的生產力有直接的影響，一般說來，在拉速相等的條件下，斷面越大，連鑄機的生產能力越高，而在斷面內切圓半徑的條件下，當拉速基本一致時，板坯比方坯連鑄機的生產力較高。本設計取板坯連鑄機，斷面尺寸200×1000，軋機規(guī)格為1700熱連軋機。6.2.3拉坯速度拉坯速度是以連鑄機每一流每分鐘拉出鑄坯的長度來表示m/min。也有用澆注速度表示的，是指每一流每分鐘澆鑄鋼水的重量，t/min或kg/min。我國一般用拉坯速度表示。通常，拉坯速度有兩種含義：一種是理論拉速，又稱最大拉速，它受連鑄機設備能力的限制；另一種是工作拉速，又稱常用拉速，它受鑄坯質量的制約。通常生產上指的就是工作拉速。工作拉速是指連鑄生產操作中能順利澆注，保證鑄坯質量相對穩(wěn)定的平均拉速。一般低于理論拉速vmax。在設計中，工作拉速主要依據經驗而定，常用的經驗公式是：式中v—工作拉速，m/min；L—鑄坯橫斷面周長，mm；S—鑄坯橫斷面面積，；—速度換算系數(shù)m·mm/min，其值與鋼種、鑄坯形狀、結晶器長度和結構、冷卻制度等因素有關。一般小方坯為65～75，板板坯的值為55～80，薄板為180～240，小斷面鑄坯取上限，大斷面鑄坯取下限。此處選擇為70.m/min6.2.4連鑄機的流數(shù)一定的鋼包容量所允許的最大澆鑄時間是一定的，一定斷面鑄坯的工作拉速是確定的，為了使一個鋼包的鋼水在規(guī)定時間澆完，往往需要一臺連鑄機同時澆鑄幾根鑄坯。當一臺連鑄機只澆鑄一種斷面時，其流數(shù)的計算式如下：式中—鋼包容量，；—鋼包澆鑄時間，；—鑄坯斷面面積，；—該流鑄坯的工作拉速，；—鑄坯密度，鎮(zhèn)定鋼一般取7.6～7.8。本設計G=120t，t=60min，=7.8，則連鑄機的流數(shù)為：本設計流數(shù)取2。每臺連鑄機的流數(shù)確定后，還要確定每臺連鑄機的機組數(shù)目。這里選擇一機多流連鑄生產方式，一機多流設備輕，有利于發(fā)揮設備的生產能力，要求高水平操作，否則其中一流出事故，有可能造成整個該機組停產。故本設計的板坯連鑄機取2機2流。6.2.5鑄坯的液相深度和冶金長度(1)鑄坯的液相深度鑄坯在連鑄機內是邊運動邊凝固，在凝固內形成了很長的液相穴。所謂液相深度（即液芯長度）是指從結晶器液面到鑄坯全部凝固的長度。它是確定弧形連鑄機弧形半徑和二次冷卻區(qū)的長度的一個重要工藝參數(shù)。就具體的連鑄機而言，液相深度隨速度的變化而變化。液相深度的計算式：式中—液相深度，；—鑄坯完全凝固所需要的時間，；—拉坯速度，；—鑄坯厚度，；—綜合凝固系數(shù)，，指鑄坯在結晶器和二次冷卻區(qū)的凝固系數(shù)的平均值，一般可取24～33，方坯取30～33，矩形坯和圓坯取24～28，這里取K=25。則L1=13.44m?？梢?，液相深度與拉速成正比，它與冷卻強度成反比。(2)連鑄機的冶金長度從本質上講，根據最大拉速計算出來液相深度就等于冶金長度，但是在設計時，不僅要考慮連鑄機可能能達到的最大拉速和最大鑄坯厚度，而且要考慮到投產后連鑄技術的發(fā)展，應有進一步提高拉速的可能性，因此，往往連鑄機的冶金長度大于鑄坯的液相深度，連鑄機的冶金長度的計算式為：一般來說，在不帶液芯矯直條件下，連鑄機的冶金長度是指結晶器鋼液面至拉矯機第一對拉矯輥中心長度。在帶液芯的矯直條件下，則指結晶器鋼液面至拉矯機最后一對拉矯輥中心的長度。所以本設計的冶金長度為14m。6.2.6弧形半徑弧形半徑是指連鑄坯鑄坯的外弧半徑。它即影響鑄坯的質量，也影響連鑄機的總高和設備質量，還是標志能澆鑄的最大鑄坯厚度的一個重要參數(shù)。連鑄機圓弧半徑可按下式初步估算：式中，K為系數(shù)，一般取K=35-45.中小型板坯取K=35-40。，大型板坯取K=40-45；碳素鋼取下限值，特殊鋼取上限值。取K=40得m6.3連鑄機生產能力的確定連鑄機的生產能力與煉鋼爐的類別、容量和座數(shù)、冶煉鋼種、爐外處理工藝、鑄坯斷面、鑄機臺數(shù)和流數(shù)、連澆爐數(shù)、連鑄機作業(yè)率等因素有關，應根據煉鋼廠的實際情況，參考設計一般原則，作具體計算后確定。6.3.1連鑄機與煉鋼爐的合理匹配和臺數(shù)的確定一般情況下，大容量的煉鋼爐和大板坯、大方坯、小圓坯連鑄機相匹配（當然也可與多流小方坯連鑄機相配合），小容量的煉鋼爐配中小板坯、小方坯或小圓坯連鑄機，這樣容易使煉鋼冶煉周期（以及爐外處理周期）和連鑄澆注周期相配合，有利于實現(xiàn)多爐連澆，提高車間年產量。實現(xiàn)多爐連澆的主要條件是：（1）嚴格控制所要求的鋼水成分、溫度和質量（氧化性、潔凈度等）,并保持穩(wěn)定，為此，必需配置相應的爐外鋼水處理設備。（2）煉鋼爐冶煉周期（及爐外處理周期）與連鑄機的澆注周期時間應保持協(xié)調配合。為此，要求嚴密的生產管理和質量保障體系；既充分發(fā)揮設備生產能力，又使爐機有效地協(xié)調匹配，具體可在車間調度作業(yè)圖表上合理安排。（3）連鑄機小時生產能力應與煉鋼爐小時出鋼量相平衡（一般連鑄機應有10～20%的富裕生產能力）。設計時，可從鑄坯斷面、拉坯速度、連鑄機流數(shù)等方面調整。（4）鋼包、中間包和浸入式水口等壽命要長，以方便迅速更換。應采用優(yōu)質耐火材料，采用快速更換措施。（5）連鑄的后步工序如出坯、鑄坯精整以及運輸能力等要能滿足多爐連澆要求。連鑄機臺數(shù)的確定：按車間所規(guī)定的鑄坯年產量和所選連鑄機的實際產量，就可求出車間應配置的連鑄機的臺數(shù)。6.3.2連鑄澆注周期計算連鑄澆注周期時間包括澆注時間和準備時間，如下式：式中T—澆注周期時間，min；—準備時間，min；指從上一連鑄爐次中間包澆完至下一連鑄爐次開澆的間隔,一般板坯連鑄機約25min～45min，本計算中取為30min。n—平均連澆爐數(shù)；取n=5。就提高連鑄機產量而言，連澆爐數(shù)愈多，鑄機產量俞高。但是考慮到連鑄機抗高溫蠕變能力（延長連鑄機壽命），以及合理調配、均衡組織生產，當前我國常用的平均連澆爐數(shù)大約為3～6爐?！獑螤t澆注時間，min。單爐澆注時間按下式計算：式中G—平均每爐產鋼水量，t；B—鑄坯寬度，m；D—鑄坯厚度，m；—鑄坯密度，t/,取ρ=7.7；v—工作拉速，m/min；N—流數(shù)。6.3.3連鑄機的作業(yè)率連鑄機的作業(yè)率直接影響到連鑄機的產量、每噸鑄坯的操作費用和投資費用的利用率。欲獲得較高的作業(yè)率，必須采用多爐連澆。作業(yè)率按下式計算：式中——連鑄機年作業(yè)率，%；——連鑄機年準備工作時間，h；——連鑄機年澆注時間，h；——連鑄機年非作業(yè)時間，h；——年日歷時間，8760h。表6.1連鑄機的非作業(yè)時間取=2000h。6.3.4連鑄坯收得率在連鑄生產過程中，從鋼水到合格鑄坯有各種金屬損失，它包括鋼包和中間包的殘鋼、鑄坯的切頭切尾、氧化鐵皮、短尺和缺陷鑄坯的報廢等。通過多爐連澆可以減少金屬損失，提高鑄坯收得率。計算式如下：式中—鑄坯成坯率，%；取98%—未經檢驗精整的鑄坯量，t；G—鋼水質量，t；—鑄坯合格率，t；98%—合格鑄坯量，t；Y—連鑄坯收得率，%。連鑄坯收得率一般按年統(tǒng)計。鑄坯成坯率和合格率分別可達98%和98%左右。連鑄坯收得率：單爐澆注約96%，兩爐澆注約97%，三爐以上澆注約98%左右。本設計采用5爐澆注取，則6.3.5連鑄機生產能力的計算連鑄機的產量概念有二：一是連鑄機的澆注能力，用理論小時產量表示；另一是連鑄機實際產量，它受車間合格鋼水供應條件、設備、管理和操作水平等諸因素的影響，亦即受連鑄機所可達到的作業(yè)率的影響。因此，同樣一臺連鑄機在不同條件的車間內配置時，其年產量往往有較大的差別。(1)連鑄機的理論小時產量式中Q—連鑄機理論小時產量，t/h；B—鑄坯寬度，m；D—鑄坯厚度，m；v—工作拉速，m/min；—鑄坯密度，t/m3N—流數(shù)。t/h（2）連鑄機的平均日產量式中A—連鑄機的平均日產量，t/d；1440—一天的時間，min；T—澆注周期，min；G—每爐的平均出鋼量，t；n—平均連澆爐數(shù)；Y—連鑄坯收得率，%。(3)連鑄機的平均年產量式中P—連鑄機平均年產量，t/a；A—連鑄機的平均日產量，t/d；365—一年的日歷時間，d；—連鑄機年作業(yè)率。t/a年產250萬噸，3臺連鑄機同時工作。則連鑄產量t/a即連鑄年生產量約為250萬噸。6.4連鑄機主要設備6.4.1鋼包與中間包的鋼流控制系統(tǒng)鋼包與中間包鋼流控制系統(tǒng)基本上有兩種類型：塞棒（桿）水口和滑動水口?；瑒铀诳刂葡到y(tǒng)主要由上、下水口及滑板組成，通過安裝在包底（外部）上的兩塊或三塊耐火材料制成的滑板的相互錯位來實現(xiàn)鋼流的調節(jié)。其優(yōu)點是能較準確地控制鋼流，安全可靠，更宜于長時間連續(xù)澆注。按滑動機構的不同有三種形式：（1）往復式滑動水口。又有兩板式和三板式兩種，兩板式下滑板可以滑動，而三板式是中間滑板可以滑動。（2）插板式滑動水口。上、下部滑板固定，中間滑板由油壓缸一塊一塊地從一側推入，從另一側拉出。插入的滑板有水口滑板和實心滑板兩種，前者用于調節(jié)鋼流大小，后者用于關閉水口。（3）旋轉式滑動水口。靠旋轉的下滑板對固定的上滑板作圓周轉動，以開閉鋼流，并利用改變孔徑來調節(jié)鋼流的大小。下滑板上一般有2-3個相同或不同孔徑的下水口，可多次使用，但結構復雜，目前使用尚不多。保持滑板滑動面之間適當?shù)木o密程度，是關系滑動水口工作質量和防止鋼液從滑動面間漏出的關鍵?；瑒铀诘幕寮纫浭艹鲣撉昂鬁囟燃眲∽兓臒釠_擊，又要承受鋼液的靜壓力及其沖刷、侵蝕和滑動摩擦。因此，要求滑板具有高的常溫和高溫抗折強度和抗壓強度，高的熱穩(wěn)定性和耐磨性。滑動水口的材質采用高鋁、高鋁-剛玉、高鋁-石墨、鎂鋁和鎂鋁-石墨等，一般均用不燒侵油工藝。此外，小方坯連鑄機中間包鋼流控制一般用定徑水口。6.4.2鋼包回轉臺在連鑄作業(yè)中承載并運送鋼包進行澆注的設施，曾經有過吊車、固定鋼包座架和鋼包回轉臺等方式。目前廣泛采用的是鋼包回轉臺。本設計采用直臂式鋼包回轉臺，鋼包回轉臺設在接受跨和連鑄跨之間，一臺連鑄機配備一臺回轉臺?；剞D臂的回轉半徑必