车间主体设备的设计

车间主体设备的设计

1. 转炉炉型设计 1.1型设计概述

1.1.1公称容量及其表示方法

公称容量（T）,对转炉容量大小的称谓，即平时所说的转炉的吨位。它是转炉生产能力的主要标志和炉型设计的重要依据。

目前国内外对公称容量的含义的解释还很不统一，归纳起来，大体上有以下1以平均金属装入量表示○2以平均出钢量表示○3以平均炉产良批三种表示方法。○量表示。

在一个炉役期内，炉役前期和后期的装入量或出钢量不同，随着吹炼的进行，炉衬不断地受到侵蚀，熔池不断扩大，装入量增大，所以三种表示方法都是以其平均容量来表示。这三种表示方法各有其优缺点，以平均金属装入量表示公称容量，便于进行物料平衡和热平衡计算，换算成新炉装入量时也比较方便。 以平均出钢量表示公称容量，便于车间生产规模核技术经济指标的比较，但是在进行炉型设计时需要做复杂的换算。

以平均出钢量表示公称容量则介于两者之间，其产量不受操作方法和浇铸方法的影响，便于炼钢后步工序的设计，也比较容易换算成平均金属装入量和平均炉产良批量。设计的公称容量与实际生产的炉产量基本一致。所以在进行炉型设计时采用以平均出钢量表示公称容量比较合理。 1.1.2 炉型的定义

转炉炉型是指转炉炉膛的几何形状，亦即由耐火材料砌成的炉衬内形。 1.1.3炉型设计的意义

转炉是转炉炼钢车间的核心设备，转炉炉型及其主要参数对转炉炼钢的生产效率、金属收得率、炉龄等技术经济指标都有着直接的影响，炉型设计是否合理关系到冶炼工艺能否顺利进行，如喷溅问题，除与操作因素有关外，炉型设计是否合理也是个重要的因素，并且车间的主厂房高度以及主要设备，像除尘设备、倾动机构设备等都与炉型尺寸密切相关。而且转炉一旦投产使用，炉型尺寸就很难再做改动，因为不论变动直径还是高度都涉及耳轴位置，它是与转炉基础联系在一起的，一般不能随意变动。

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所以说，设计一座炉型结构合理，满足工艺要求的转炉是保证车间正常生产的前提。而炉型设计又是整个转炉设计的关键。

炉型设计内容包括：炉型种类的选择；炉型主要参数的确定；炉型尺寸设计计算；炉衬和炉壳厚度的确定；顶底复吹转炉设计。 1.2炉型种类及其选择

转炉炉型应能适应炉内钢液、熔渣和高温气的循环运动规律。达到反应快、喷减少和炉龄高等目的。内型应与残余炉衬的轮廓接近，以利减少炉衬的局部侵蚀和降低耐火材料的消耗。此外还要容易砌筑。

目前我国氧气顶吹转炉金属熔池形状可分为三种炉型：

筒球形炉型。这种炉子形状简单、砌砖方便，炉壳容易制造。球形底可使散热面积小，倒渣时炉底形成拱顶而强度相对要大。球底熔池的形状接近金属液的循环轨迹。使用于大型转炉。

锥球形炉型。该炉型的熔池有一个倒置截锥体和一个球冠体两部分组成，炉帽和炉身与筒球形炉型相同。其特点是，与同容量的其它炉型相比，在相同熔池深度下，其反应面积大，有利于钢、渣之间的反应，使用于吹炼高磷铁水。 锥形炉型。该炉型的熔池由一个倒置的截锥体组成。其特点是，形状简炉底砌筑简便；其形状基本上能满足炼钢反应的要求，与相同容量的其它炉型相比，在容池直径相同的情况下，熔池最深，适用于小型转炉。这种倒圆台的炉底比球形炉底易于砌筑。

总之，结合中国已建成的转炉的设计经验，在设计转炉时，可以考虑： 100～200t以上的大型转炉，采用筒球型； 50～80t的中型转炉，采用锥球型炉型； 30t以下的小型转炉，采用截锥形炉型；

但是也不绝对，还要根据当地的铁水条件，主要是P、S含量，来考虑确定最合适的转炉炉型。对于顶底复吹转炉，可以采用截球形炉型。

顶底复吹转炉的炉型基本上与顶吹转炉和底吹转炉相似；它介于顶吹转炉和底吹转炉之间。本例设计的转炉公称容量大于200t，故选择筒球型炉型。 1.3转炉炉型主要参数

目前国内外各厂在进行转炉炉型设计时，一般都是采用“依炉建炉”的设计

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方法。主要参数包括：V/T、H/D、h/D、do/D、θ，出钢口参数dT、β、LT 炉容比（V/T）是指新炉时，转炉的炉膛有效容积V与公称容量T的比值。它的意义是单位公称容量所占有的炉膛有效容积的大小。它是炉型参数中一个最重要的参数，它决定了转炉吹炼容积的大小。本设计取炉容比V/T=1 m3/t 1.3.1 炉型设计原始条件

炉子平均出钢量为250t，钢水收得率为94.8797%，废钢比为6.4%，采用废钢矿石法冷却；铁水采用低磷低硫铁水。 1.3.2 熔池尺寸的计算

根据生产炉的情况选择供氧强度为3.5 Nm3/t.min。

冶炼低磷铁水时，加废钢后的吨钢耗氧量一般为50～57 Nm3/t 新炉金属装入量G=250/94.8797%=263.49 t 供氧时间=

吨钢耗氧量?平均出钢量供氧强度?新炉金属装入量

=

56?2503.5?263.49= 15min

○

1熔池直径D?KG

tD?1.5?263.49/15=6.29 m 式中D——熔池直径，m G——新炉金属装入量，t t——吹氧时间，min K——比例系数

V3熔池深度h=池?0.046D0.79D2 V池=G/ρ金=263.49/6.8=38.75m3

38.75?0.046?6.293 h= 0.79?6.292=1.61m ○

2熔池其它尺寸的确定 球冠的弓形高度：h1=0.12D=0.12×6.29=0.75m

3

炉底球冠曲率半径：R=1.1D=1.1×6.29=6.92m 1.3.3 炉帽尺寸的确定

○

1炉口直径d0: d0=0.5D=0.5×6.29=3.15m ○

2炉帽倾角θ：65° ○

3炉帽高度h(D?d帽=0)tan?2

=(6.29?3.15)tan652=3.37m

取炉口高度H口=0.4 m，则整个炉帽高度为：

H帽= h帽+H口=.37+0.4=3.77m，在炉口处设置水箱式水箱式水冷炉口炉帽部分容积为： V（D2+Dd20+d0）?H口d20）帽=?h帽12?4

V3.14?3.37?（6.292+6.29?3.15+315.2）3.14?0.4?3.152）帽=12?4

=64.23m3 1.3.4 炉身尺寸确定

○

1炉膛直径D膛= D=6.29m ○

2根据选定的炉容比，可求出炉子总体积为V总=1×250=250m3 V身=V总―V池―V帽

=250―38.75―64.23=147.02m3 ○

3炉身高度H4V身4?147.02身= ?D2=

3.14?6.292=4.73m

则炉型内高H内=h+ H帽+H身=1.61+3.77+4.73=10.11m 1.3.5 出钢口尺寸的确定

○

1出钢口的直径dT=63?1.75T=63?1.75?250=22.4cm ○

2出钢口衬砖外径dST=6dT =134.4cm ○

3出钢口长度LT=7dT=156.8cm

4

4出钢口倾角β：取β=18° ○

1.4转炉各个部分耐火材料的选择 1.4.1炉衬的组成

炉衬一般由永久层、填允层和工作层三层组成。

1永久层：紧贴炉壳钢板，通常是用一层镁砖或高铝砖侧砌而成，厚度113～○

115mm，其作用是保护炉壳钢板，修炉时不拆除。

2填允层：介于永久层和工作层之间，一般是用焦油镁砂捣打而成。厚度80～○

100mm。填允层的作用是减轻工作层受热膨胀时对炉壳钢板的挤压作用，便于修炉时迅速拆除工作层和砌炉操作。也有的炉不设填允层。

3工作层一般用镁碳砖砌成。○所谓炉衬寿命即工作层的寿命，当工作层被侵蚀损坏后（残余厚度10mm）就要更换炉衬了。 1.4.2各层厚度的确定

工作层厚度为400～800mm，炉底工作层比炉身略薄一些，约350～600mm,填允层80～100mm，炉身永久层113～200mm,多数113～115mm，炉底永久层300～500mm。

本例设计取炉身工作层为750mm，永久层115mm,填允层100mm，则总厚度为750+115+100=965mm ,D壳=6.29+0.965×2=8.22 m

炉帽和炉底工作层均选为600mm ,炉帽永久层为150mm ,炉底永久层用标准镁砖立砌一层230mm ,黏土砖平砌三层65×3=195 mm ,则炉底砖衬总厚度为600+230+195=1025mm 。

故炉壳内型高度为H壳内=1.025+10.11=11.135m 1.4.3炉壳厚度的确定

炉身部分选78mm厚的钢板，炉帽和炉底部分选用65mm厚的钢板，则 H总=11.135+0.065=11.2m D壳=8.22+2×0.078=8.38m

验算高宽比：H总/ D壳=11.2/8.38=1.34

可见H总/ D壳≥1.3，符合高宽比的推荐值，因此认为所设计的炉子尺寸基本上是合适的，能够保证转炉的正常冶炼进行。

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1.4.4 氧气顶吹转炉主要参数表（表1）

表1 转炉主要参数 名称 公称容量 炉壳全高 炉壳外径 高宽比 单位 符号 t mm mm T H总 D壳 参数 名称 250 炉口直径 单位 符号 参数 mm 度 d0 θ 3150 65 224 18 11200 炉帽倾角 8380 出钢口直径 mm dT β H总/ D壳 1.34 出钢口倾角 度 H内 10110 出钢口长度 mm 1 炉帽厚 mm mm mm 内型有效高度 mm 炉容比 熔池直径 炉壳直径 熔池深度 1.5 料仓配置

LT 1568 σ 875 965 1025 78/65 m3/t V/T mm mm mm D D壳 h 6290 炉身厚 8380 炉底厚 1610 炉壳钢板厚 mm 散装料具有种类多、批量少、批数多、加入要求迅速，可靠，准确的特点。目前广泛采用的散装料供应方式是皮带机上料。其工艺流程为：地面料仓→固定皮带运输机→可逆皮带运输机→炉顶料仓→称量料斗→汇集皮带运输机→中间密封料仓→加料溜槽→转炉 。

炉顶料仓布置方式通常采用单独用料仓式，它具有的优点是发生故障时影响面小，双层下料有利于化渣；其缺点是石灰损失大，炉顶料仓数目太多。 从高位料仓向转炉内加料，其主要设备有高位料仓及其给料器，称量漏斗、汇总漏斗及加料溜槽等部分，它们均布置在转炉跨的高架厂房内，依各个设备的标高要求分别设置在各层平台上。 2 氧枪喷头及枪身的设计 2.1 喷头设计 2.1.1原始数据

转炉公称容量为250t,低磷铁水，冶炼钢种以超低碳钢为主。

转炉参数：炉容比V/T=1,熔池直径D=6290mm，有效高度H内=10110mm,熔池深度h=1610mm 。

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2.1.2计算氧流量

吨钢耗氧量为56 Nm3/t，吹氧时间15min,则氧流量为 QV=56×250／15=933.3m3/min 2.1.3 选用喷孔参数

出口马赫数为M=2，采用五孔喷头，喷孔夹角为14°。 2.1.4 设计工况氧压

查等熵流表，当M=2时，P/PO=0.1278,定P5膛=1.3×10Pa,则

PP膛5

设?(P/P)= 1.3×10/0.1278=1017214.4 Pa 02.1.5 计算喉口直径

每孔氧流量 q= QV /5=933.3/5=186.66 m3/min 利用公式q?1.784CDATP设T, AT=πd2T/4

0d2T=4T0q/（1.784πCDP设） d4?186.66?290T=4qT0/(1.784?CDP设)=1.784?3.14?0.9?1017214.4=0.05mP设——设计工况氧压，Pa A2T——喉口面积，m CD——系数（0.9～0.95） TO——滞止温度，取为290K q——单孔氧流量，m3/min dT——喉口直径，m

求得dT =50mm,取喉口长度为LT=10mm

2.1.6 计算出口直径

依据M=2，查等熵流表啊A出/A喉=1.688

d出=dA出TA=50×1.688=65mm 喉2.1.7 计算扩张段长度

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取半锥角为5°，则扩张段长度为L2?2.1.8 收缩段长度

d出?dT65?50==86mm 2tan52tan5收缩段尺寸可由图上作业确定，只要靠近喉口时断面变化尽可能缓慢。喷头其它尺寸可参考所作出的图形。 2.1.9 校核熔池深度

氧气顶吹转炉三孔喷头要求h穿/h=0.25～0.4

40P00.5d出0.61 h穿=○，将H=25d出代入上式得：

H0.4（1+）?40d出40P00.5d出0.60.50.60.4

=40×(1.3/0.1278)×65/(1.625×6.8) =446mm h穿=0.41.625?h穿——氧射流对熔池的穿透深度，mm PO——设计工况氧压，kg/cm2 h穿——喷孔出口直径，mm ρ——钢液密度，6.8t/m3 H——氧枪最佳枪位，mm

由计算结果可知h穿/h=446/1610=0.277,要求h穿/h=0.25～0.4。可见本例设计的喷头符合工艺要求。 2h穿=○d出V单孔H?h穿 ，V单孔：单个喷孔在标态时的流速，Nm/S

令χ=h穿,则χ3 + Hχ - d出V单孔=0 H=25d出=25×65=1625，取H=1600mm

V单孔=4×186.66/(60×3.14×0.065)=938 Nm/S 故，χ3 + 1600χ – 60970=0，解得χ=39-14=25 h穿=χ2 =625mm

由计算结果可知h穿/h=625/1610=0.39,要求h穿/h=0.25～0.4。可见本例设计的喷头符合工艺要求。 2.2枪身设计

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2.2.1 已知数据

氧流量Q= QV/60=15.56 m3/S；

滞止温度TO =290K；滞止氧压PO=10.172×105Pa 水的比热C=4.1868×103KJ/m3.℃ 2.2.2 给定条件

枪身热负荷q=0.983×106 KJ/m2.h 进水流量为W水=250 m3/h

氧在中心管内的工况流速：ν=40～60m/S 中层套管的进水流速为ν外层套管的出水流速为ν2.2.3 供作参考数据

中心管壁厚为6～10mm；中层套管壁厚3～5mm；外层套管壁厚6～10mm。 2.2.4中心氧管的计算

中心氧管是向喷头输送氧气的通道，其直径大小主要取决于氧气在管道内的流量和流速。

进水

=5～6m/S =6～7m/S

出水

qvP标T0根据公式A0? 和q工=，可得：

?POT标q工4qvP标T04?15.56?1.013?105?293==0.206m d0=?vPOT标3.14?50?10.172?105?273d0——中心氧管的内径，m AO——中心氧管的内截面积，m2 q工——管内氧气的工况体积流量，m3/S

qv——标态下的氧流量，Nm/S ν——管内氧气的流速，m/S P标——标准大气压，Pa T标——标准温度，273K

TO——管内氧气的实际温度，293K PO——管内氧气的实际压力，Pa

根据热轧无缝钢管产品目录，选择标准系列产品规格为φ219mm×8mm。

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2.2.5中层套管的计算

吹氧管外径断面积+进水断面积=中层套管内径断面积

?d中24=?D024?w水?进水

d中=0.2192?4?250=0.256m

3.14?5?3600d中——中层套管的内径，m DO——中心氧管的外径,m W水——进水流量，m3/h ν

进水

——中层套管的进水流速，m/S

根据热轧无缝钢管产品目录，选择标准系列产品规格为φ273mm×7mm。 2.2.6 外层套管的计算

中层套管外径断面积+出水断面积=外层套管内径断面积

?d外24=?D中24?w水?出水

d外?D中2?4w水??出水= 0.2732?4?250=0.299m

3.14?6?3600d外——外层套管的内径，m D中——中层套管的外径,m W水——进水流量，m3/h ν

出水

——外层套管的出水流速，m/S

根据热轧无缝钢管产品目录，选择标准系列产品规格为φ325mm×13mm 。 2.2.7 氧枪冷却水升温的核算 冷却水允许的升温值[?t]≤20℃。

?t??qdLCQ，L?h1?h2?h3?h4，其中h4?5h3)3

2h3 3?t??qd(h1?h2?CQ 10

L=(10.11-1.61-0.3)+1.2+4+3.918=17.32m

?t=3.14×0.325×17.32×0.983×106/(4.1868×103×250)=16.6℃ ?t——冷却水进出温差，℃

q——氧枪平均最大热负荷，KJ/m2.h C——水的比热，KJ/m3.℃ Q——水的流量，m3/h d——氧枪的外径，m

L——氧枪喷头到烟道出口的长度，m

h1——氧枪最低位置至路口的距离，mm ； h2——炉口至烟罩下沿的距离，一般取350～500mm； h3——烟罩下沿至烟道拐点的距离, 一般取3000～4000mm； h4——烟道拐点至氧枪插入孔的距离，一般等于h3的三分之二 ； 由计算可知，冷却水升温△t≤20℃，所以设计的氧枪满足要求。 2.2.8 氧枪总长度和行程的确定

氧枪全长包括下部枪身长度l1和尾部长度l2。氧枪尾部安装有氧枪把持器，冷却水进出管接头，氧气管接头和吊环等。故l2取决于布置上述装置所需的尺寸。氧枪下部枪身长度取决于炉子容量和烟罩尺寸。图中的h2为把持器下缘至烟罩氧枪口顶面距离，主要按操作安全选定。图中的h1为氧枪处于极限位置时喷头端面至平静熔池面的垂直距离。从防止喷溅和挂渣考虑，垂直段愈高，烟罩倾斜角度愈大愈好，但这样会增加氧枪的长度，影响氧枪强度，还会增加厂房高度，因此必须综合考虑。氧枪总长H枪可按下式确定：

H枪=h1?h2?h3?h4?h5?h6?h7?h8

H枪=(10.11-1.61-0.3)+1.2+4+3.918+0.8+0.8+1+0.5=20m 式中 h1——氧枪最低位置至炉口的距离mm

h2——炉口至烟罩下沿的距离，取1.2mm

h3——烟罩下沿至烟道拐点的距离, 一般取3000～4000mm

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h4——烟道拐点至氧枪插入孔的距离，一般等于h3的三分之二 h5——为清理结渣和换枪需要的距离mm，取为0.8m h6——根据把持器下端的要求决定的距离mm，取为0.8m h7——把持器的两个卡座中心线间的距离mm，取为1m h8——根据把持器上段要求决定的距离mm，取为0.5m 其中氧枪行程H行为：H行=h1?h2?h3?h4?h5=18m 2.2.9 喷头及氧枪的设计参数表（表2）

表2 喷头及氧枪的参数

名称 喉口直径 喉口长度 出口直径 扩张段长度 最佳枪位 最高枪位 喷孔夹角 扩张段半锥角 出口马赫数

2.3氧枪的升降机构与更换装置

为了适应转炉冶炼操作的要求，一炉钢吹炼过程中需要多次升降氧枪以调整枪位，因此氧枪升降机构和更换装置要具备一下特点：

应具有合适的升降速度并可以变速。冶炼过程中氧枪在炉口以上应快速升降，以缩短冶炼周期；当氧枪进入炉口一下时则应慢速升降，以便准确控制枪位来控制熔池反应。目前国内大、中型转炉氧枪升降速度，快速高达50m/min,慢速为5m/min左右，小型转炉一般为8～15m/min 。

应保证氧枪升降平稳，控制灵活，操作安全。机构简单，便于维护。

单位 数值 mm mm mm mm mm mm 度 度 50 10 65 86 1600 14 5 2 名称 中心氧管内径 中心氧管壁厚 中层套管内径 中层套壁厚 外层套管内径 外层套管壁厚 供氧压力 冷却水升温 氧气流量 单位 mm mm mm mm mm mm Pa ℃ m3/S 数值 206 10 262 4 296 8 10.172×105 12.5 15.56 12

应具有安全连锁装置。为了保证安全生产，氧枪升降机构设有下列装置：当氧枪不在垂直位置（允许误差±3℃）时，氧枪不能下降。当氧枪进入炉口后，炉子不能做任何方向的倾动；当氧枪下降到炉内经过氧气开关、点时，氧气能自动接通。当氧枪经过此点时，氧气能自动切断；当氧气压力或冷却水压力低于给定值时，氧枪能自动提升；车间临时停电时由可能利用手动控制，使氧枪自动提升。

2.3.1 氧枪的升降机构

图2 单卷扬型氧枪升降机构

1—氧枪 2—氧枪升降小车 3—导轨 4、10—钢绳 5～8—滑轮

9—平衡锤 11—卷筒

当前氧枪升降机构的基本形式是用起重卷扬机垂直升降氧枪。有两种类型：一种是单卷扬型氧枪升降机构（图2），这种机构时采用间接升降方式，及借助平衡来升降氧枪。另一种是双卷扬型氧枪升降机构，这种升降机机构设置两套升降卷扬机，一套工作，另一套备用。两套卷扬机均安装在横移小车上，在传动中不用平衡锤，采用直接升降的方式，即由卷扬机直接升降氧枪。当该机构出现断电事故时，需利用另外的动力。 2.3.2 升降卷扬机变速方式

有电动机变速和双电动机-行星差动减速器变速两种。

电动机变速方式中，通常采用直流电动机变速。电动机变速在安全上不如双电动机-行星差动减速器变速。后者当其中一台电动机出现故障时，另一台电动

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机仍能继续工作。因此，多倾向于采用双电动机-行星差动减速器。所用的两台电动机可以时有交流和直流的，即快速用交流电动机，慢速用直流电动机，断电事故时可借直流电动机将氧枪提出炉外。 2.3.3 升降小车和固定导轨

升降小车主要由车架、 车轮及制动装置组成。升降小车在固定导轨的引导下，一方面使得氧枪严格沿垂线升降，另外亦可减轻吹炼时氧气流不稳定所造成的管体振动。 2.3.4 安全装置

安全装置有断电事故保护装置、断绳保护装置、制动装置、失载保护装置、氧枪极限保护装置、各机构和各工艺操作间的电气联锁。 2.3.5 氧枪更换装置

换枪装置的作用是在氧枪损害时，能在最短时间内将备用氧枪换上投入工作。单卷扬型升降机构，一般使用安装在转炉跨最高平台上的横移小车换枪。该装置主要由横移小车、 横移小车传动装置及氧枪升降装置组成。横移小车的驱动方式由液压和电动两种，采用电动驱动的方式较多，电动驱动的构件可分为丝杆和齿轮传动两种。横移小车换枪装置目前存在的主要问题是定位不准。 双卷扬型氧枪升降机构通过设置两套升降卷扬机实现换枪。 3 炉外精炼的设计 3.1 吹氩站

一般在炉子出钢开始时随即通氩，以预防钢水在透气砖处冷凝堵塞透气孔。有的厂认为从出钢开始到出钢完毕并吊运到精炼工位这一段时间不会堵塞透气砖，自精炼开始再吹氩即可。从钢包底部嵌入透气砖吹氩时，透气砖的位置一般是在钢包水口的对侧，位于钢包底部半径的1/2处。吹氩透气砖数(吹氩孔数)，l00t以下钢水包设一个，200t以下设二个，≥300t钢包设三个。本设计吹氩孔数设三个。

钢包底吹氩。底吹氩时在出钢过程及运送途中都要通入氩气。如图1所示，设有两个底吹氩操作控制点，一在炉旁(A点)便于出钢过程中控制，一在处理站(B点)便于控制处理过程。这两点之间送氩管路互相联锁和自动切换，以保证透气砖不被堵塞。

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3.1.1吹氩压力

理想的吹氩压力应该使氩气泡遍布整个钢包，氩气泡在钢液内呈均匀分布。压力过大，不但使氩气泡在整个钢包内分布不均，甚至形成连泡气柱，与钢液接触面积减小，而且容易造成钢包液面翻滚激烈，钢液大量裸露与空气接触造成二次氧化和降温，钢渣相混，被击碎乳化的炉渣进入钢液深处，使夹杂物含量增加，所以最大压力以不冲破渣层露出液面为限。压力过小，搅拌能力弱，吹氩时间延长，甚至造成透气砖堵塞。所以压力过大过小都不好，合适的压力应能克服各种压力损失和钢液静压力。主要决定于P钢，一般为（2～5）×105Pa。还要注意开吹压力不宜过大，以防止造成很大的沸腾和飞溅。压力小一些，氩气透过砖形成的氩气泡小一些，增加气泡与钢液接触面积，有利于精炼。

图2 底吹氩处理站工艺布置

1—吹氩操作盘 2—钢包 3—钢包车 4—钢包测温取样装置5—倾翻料斗

6—挡渣球送入装置 7—铁合金加料装置 8—转炉

3.1.2 吹氩时间

吹氩时间与钢包容量和钢种有关，时间不宜太长，否则温降过大，也不宜太短。吹氩时间不够，碳氧反应未能充分进行，非金属夹杂物和气体不能有效排除，吹氩效果不显著。一般5～15min，耗氩量为0.2～0.4m3/t。

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3.1.3 吹氩方式

采用底吹，在钢包底部安装供气元件（透气砖、细金属管供气砖），氩气通过底部的透气砖吹入钢液，形成大量细小的氩气泡，透气砖除有一定透气性能外，还必须能承受钢液冲刷，具有一定的高温强度和较好的耐急冷急热性能，一般用高铝砖。透气砖的个数依据钢包的大小可以采用单个和多个布置，透气孔的直径为0.1～0.26mm 。 3.2 LF装置

LF炉是以电弧加热为主要技术特征的炉外精炼方法，LF炉主要设备包括炉体（钢包）、电弧加热系统、合金与渣料加料系统、底吹氩搅拌系统、喂线系统、炉盖及冷却水系统（有的没有冷却系统）、除尘系统、测温、取样系统、钢包车控制系统等，如图2。

图2 LF设备示意图

1—电极 2—合金料仓 3—透气砖 4—滑动水口

按照供电方式分为交流钢包炉和直流钢包炉，目前国内多数炉是使用交流钢包炉。炉体由一个普通钢包制成，包盖上装有三根加热用的电极，包底装有底吹氩气用的透气砖。 3.2.1 LF炉炉体

LF炉的炉体是由一个普通钢包制成，但与普通的钢包有所不同，这种钢包的上口有水冷法兰盘，通过密封橡皮圈与炉盖密封，以防止空气的侵入。当钢包用于真空处理时，还要求其外壳用钢板按气密焊接条件焊成。钢包底部有浇钢用的滑动水口及距炉壁r/2～r/3（r为炉底半径）处设有吹氩用的透气砖。精炼

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过程中氩气流量根据不同工位和钢包容量等决定。氩气流量高可达200L/min，以达到搅拌钢液的目的。包衬为镁炭砖或者镁铬砖、高铝砖、锆铬砖，根据精炼钢种的工艺要求，采用综合砌砖法。 3.3.2 LF炉炉盖

LF炉盖用于钢包口密封，以及保持炉内强还原性气氛，防止钢包散热及提高加热效率而设置的。炉盖为水冷结构。炉盖内层衬有耐火材料。为了防止钢液喷溅而引起的炉盖与钢包的粘连，在炉盖下还吊挂一个防溅挡板。整个水冷炉盖在 个点上，用可调节的链钩悬挂在门形吊架上，吊架上有升降机构，可根据需要，调整炉盖的位置。有真空脱气系统的LFV炉，除上述加热盖以外，还有一个真空炉盖，与真空系统相连，用来进行钢液脱。在LF炉的两种炉盖上都设有合金加料口，渣料加料装置及测温或取样装置。 3.2.3 电弧加热装置

LF炉所使用的电弧加热系统设备也与电弧炉基本相同，由炉用变压器，短网，电极升降机构，导电横臂，石墨电极所组成。三根石墨电极与钢液间产生的电弧作为热源加热钢液，由于电极通过炉盖孔插入泡沫渣或渣中，故称埋弧加热。此种加热法散热少，减少电弧光对炉衬热辐射和侵蚀，并可稳定电流。采用埋弧加热方法，与电炉相比，可采用更低的二次电压。钢液升温速度可达4℃/min 。 LF炉所用的变压器，其副边通常也分为数级电压，但没有必要进行有载调荷。因为无载时切换方式很多，设备简单便宜，可靠性好。 炉精炼时钢液面比较平稳，电流波动较小，没有电炉熔化炉料时，由于塌料所引起的短路冲击电流，所以许用电流密度可选得较大。

LF炉是采用低电压，大电流埋弧加热法精炼钢液的。电极调节系统要采用反应良好，灵敏度高的自动调节系统。 LF炉的电极升降速度一般为2～3m/min 。 1电弧加热装置 ○

LF电弧加热系统与三相电弧加热装置相似，电极支撑与传动结构也相似，只是尺寸随钢包炉结构而异。钢包炉加热所需电功率远低于电弧炉熔化期，且二次电压也较低。选择加热变压器容量时可近似按下式计算：

P?0.435?t0.683= 0.435?2500.683=19MV.A

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P——变压器额定容量，MV.A

t——钢包炉容量，t

由于各型钢包炉(包括ASEA—SKF炉、VAD和LF炉)加热时钢液平稳，电流较稳定，即与电弧炉熔炼的还原期相似，因此不必担心因电弧电流冲击引起的线路中闪烁现象；同时二次短网导体的电流密度的计算许用值可比相同功率的一般电弧炉为高，留有较小的安全余量。LF炉用变压器次级电压通常也设计制作有若干级次，但因加热电流稳定，加热所需功率不必很大变化，所以选定某一级电压后，一般不作变动，故变压器设计没必要采用有载调压，设备可以更简单可靠。 2电弧功率的确定，确定电弧加热功率的经验公式为： ○

W理=Cm?t?S%WS?A%WA

W理——精炼一吨钢液理论上所需补偿的能量，kW?h/t

Cm——1吨钢液升温1℃所需的能量，kW?h/t

?t——钢液的升温，℃

S%——渣料的用量与钢液总量的比例

WS ——熔化占钢液总质量的渣料所需要的能量，一般WS?5.8/(1%),kW.h/t

A%——合金料的加入量占钢液总量的比例

WA——熔化占钢液总质量的合金料所需要的能量，一般WS?7/(1%),kW.h/t 钢包炉总的热效率一般为η=30～35%，故钢包炉实际需要的能量： W实?W理

?3.2.5 加料装置

LF炉一般在加热包盖上设合金及渣料料斗，通过电子秤称量过的炉料，经溜槽、加料口进入钢包炉内。

有真空系统的LFV炉，一般在真空盖上设合金及渣料的加料装置。其结构与加热包盖上的基本上相同，只是在各接头处均需加上真空密封阀。 3.2.6 扒渣装置

LF炉精炼功能之一是靠还原性白渣精炼。为此，在LF炉精炼之前，将氧化

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性炉渣必须去掉。因此，LF炉必须具备除渣的功能。除渣的方式有两种： (1) 当LF炉采用多工位操作时，可在放钢包的钢包车上设置倾动、扒渣装置。当钢包车开到扒渣工位时，即可进行扒渣操作。

(2) 如果LF炉采用固定位置，炉盖移动形式时，则需把钢包倾动装置设在LF炉底座上，在精炼前先扒渣，加新渣料，再加热精炼。 3.2.7 喷粉装置

LF炉精炼时常采用喷粉设备对钢液进行脱硫，净化及微合金化等操作。 喷粉设备包括钢包盖、一支喷粉用的喷枪和可以滑动的粉料分配器。分配器接粉料料仓。喷粉时对粉料先自动称重及混合，然后通过螺旋给料器送至粉料分配器。 喷粉时采用高纯氩气作载流气，流量为200～400L/min 。通常处理时间为5～10min 3.2.8 LF主要参数

表3 LF主要参数

参数名称 公称容量/t 变压器额定容量/MV.A 一次电压/KV 二次电压/V 电极上的电流强度/A 电极直径/ mm 电极心圆直径/mm 单位变压器功率/(KV.A/t) 钢水平均升温速度℃/min 电极升降行程mm

3.3 RH—KTB装置

RH法的设备由脱气主体设备（如图2所示）、水处理设备、电气设备、仪表设备所组成。而主体设备又由如下设备构成：真空室及附属设备、气体冷却器、真空排气装置、合金称量台车及加料装置、真空室移动台车、真空室固定装置、真

数值 250 40 30 513 45 500 900 160 ≥4 2600 19

空室下部槽及浸渍管更换台车及专用工器具、浸渍管修补台车、电极加热装置（煤气加热）、钢包液压升降装置、钢包台车、测温取样装置、脱气附属设备、管道设备等。

真空室外壳为钢板围焊成的圆筒状结构，内衬耐火砖。真空室下部有两根用耐火材料制成的可以插入钢液的浸渍管，也称升降管，其中一根为钢液的上升管，另一根为钢液下降管，浸渍管的上半部外侧为钢管结构。真空处理时钢液沿上升管进入真空室，沿下降管返回钢包。真空室中部有加热孔，上部有连接真空泵抽气孔，顶部为合金添加孔，可以在真空状态下向真空室内加合金。真空精炼过程的冶金反应主要在真空室内进行，因此，熔池反应的表面积决定了真空精炼冶金反应（如真空脱碳反应）的反应速度。随着初炼炉的容量的不断增大，真空室的直径与高度也逐步增大和增高。

图2 RH—KTB装置

RH装置类型采用双真空室平移式，KTB系统主要由顶枪、顶枪升降装置、密封装置、贮粉罐、输送罐、喷吹罐等设备组成。随着RH真空精炼冶金功能的发展，转炉炼钢脱氧合金化和成分微调的任务转移到RH真空精炼炉来完成，因此要求 配备一套完整的合金加料系统。其控制部分已发展到用计算机控制加料的配料、称量、添加的全过程，有的用计算机控制RH真空精炼的全过程。

合金加料系统主要由高位料仓、合金切出装置、合金称量装置以及合金加料装置所组成。合金料由自卸汽车运到供料站，经斗式提升机及皮带运输机装满高位料仓。料仓分为三组，其中两组料仓下设称量斗，均装有电子秤，一个称料斗供称量少量的铁合金（微调用），另一个称量斗则供称量大量铁合金之用。废钢、

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铝和碳分别装入另一组料仓，经电磁振动给料器或旋转给料器加入真空室。

图1 双真空室平移式

3.3.1 处理时间

处理时间t是指钢包在RH工位停留时间。该时间的大部分在进行真空脱气，所以脱气时间略小于处理时间。为了使钢液充分脱气，需要保证足够的脱气时间，即处理时间。处理时间TC取决于允许的钢液温降和处理过程中钢液的平均降温速度?T(℃/min)，即：

t?TC?T =

40=31 1.3式中 TC——处理时允许的温降/ ℃，40℃

?T——处理时平均温降速度/ ℃/min，取为1.3℃/min

为了弥补处理时的温降，需要脱气处理的炉号，其出钢温度比不处理的同钢种钢要高出20～30℃。又由于处理后的钢液含气量及夹杂物含量的减少使钢液黏度下降，因此开浇温度可比未处理的同钢种钢降低20～30℃ 。这样就赢得了必要的脱气时间。如其它条件（操作工艺，车间布置）相同，处理时允许的温降大约40～50℃。一般来说，允许温度损失不会有太大的波动，所以处理时间就决定于脱气时的平均降温速度?T。而降温速度?T主要与处理容量、钢包和真空室的预热温度、处理时加入的添加剂的种类和数量以及渣层厚度、包衬材料的热导率等因素有关。其中钢包和真空室的预热温度，特别是真空室的预热温度，对

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?T影响最大。因此，为了保证足够的处理时间，真空室要充分预热。

3.3.2 循环流量与浸入管的计算

循环流量w（t/min）是指单位时间内通过真空室的钢液量。也称循环速率，是一个重要的工艺参数。w主要取决于上升管直径和驱动气体流量。当?=4～5时，根据处理容量要求的脱气时间确定w值。

（1）德马克麦索(DEMA G MESSO)公司根据自己多年的设计经验, 总结出更为简化的公式如下:

W?(TRerf0.05467)2?0.667M

=0.667×250 =166.75t

TRerf?0.05467W=0.706m

式中Q——环流量，t/min

TRerf——浸入管直径，m

M——钢水重量，t/炉

（2）循环管的长度按下式计算：循环管垂直高度为： H?B?h0=1.4+0.4=1.8m

H——循环管垂直高度，m

B——当抽气至一定真空度时大气压差支持的钢液柱高度，m 。

h0——循环管浸入钢液的深度，一般为0.25～0.40m 。 3.3.3 循环因数

循环因数?是指处理过程中循环钢液的当量次数，即通过真空室的钢液总量与处理容量之比。循环因数受包内钢液混合状况的影响。如果下降管内的钢液速度适当，使脱气后的钢液恰好流到钢液底部（脱气后比重增大）。然后沿包壁向上扩散，不产生涡流的话就能达到最快的脱气效果，所以下降管管径应适当（比上升管小）。为了保证充分脱气 , ?值应适当选的大一些。

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??wt166.75?31==21 V250式中w——循环流量t/min ,取为45t/min

t——脱气处理时间min

V——钢包容量t

3.3.4 真空度

真空度是指RH处理时真空室内可以达到并且保持的最小压力。对于一般钢种（对气体含量要求不高的）并不需要太高的真空度，通常控制在几百帕范围内。经验表明如果钢中的氢降到1.5?10?4%以下，也就是低于铁素体中的溶解度极限，即可完全排除引起白点的敏感性。从热力学角度考虑，真空度达到310Pa即能满足要求。考虑动力学条件和其他因素真空度达到的影响，真空度选在13～66Pa。 3.3.5 真空泵的抽气能力

真空泵的抽气能力大小，应根据处理钢种、处理容量、处理时间、循环流量以及处理过程中的脱气规律来确定。

根据热力学和动力学分析可知, 对于一般钢种来说, 并不需要太高的工作真空度就可满足脱气要求。通常, 工作真空度控制在67～134Pa的范围内。在确定工作真空度下的真空系统抽气能力时, 除了考虑抽出钢液放出的气体外, 还需考虑在处理过程中所应用的惰性气体量和反应生成的气体等。本设计中选择处理容量为250t的真空泵。

德马克麦索公司设计的四级真空泵的抽气能力见表4。

表4 麦索公司的四级真空泵抽气能力

真空能力，kg/h 处理容量,t 67Pa 100 150 175 250

3.3.6 真空脱气室设计

450 550 650 750 6700Pa 1600 2600 3000 3200 13300Pa 2700 3500 4600 6000 23

真空脱气室为圆筒形容器，外壳由钢板焊成、内衬耐火材料。一般由顶部(顶盖)、中部和底部组成。底部连通循环管(上升、下降管)二支。而循环管在结构上又由两段连成，上段与真空室底壳连接，下段与上段用法兰盘连接，下段即是工作时侵入钢水的部分，用法兰盘连接是为了便于更换和修砌吹氩件——吹氩扩散环或吹氩喷嘴(喷射砖)。真空室顶部有加料孔、排烟孔、摄像孔等。中上部有通向排气抽真空系统的排气孔两个。有加热电极棒的装入孔。

脱气真空室应能使钢水进入后有适当长的停留时间，和足够的脱气表面积，脱气过程中热损失要小和易于维护。

真空脱气室尺寸：真空脱气室的尺寸系指它的内径和高度。内径主要与钢液循环流量、循环管管径及钢液在脱气室停留时间有关。

钢液在脱气室内的停留时间对脱气反应进行的程度以及合金的熔化及其均匀化都有重要作用。停留时间和反应速度决定了真空脱气室中的物质迁移互换程度。反应速度与传质系数、钢液有效表面积及反应成份的浓度差有关。由于各种物质的传质系数不同，脱氢反应时间较短，而CO反应时间较长，这样就分别要求不同的停留时间。根据实测，钢液在脱气室内的平均停留时间为5～7S。

知道钢液在脱气室内平均停留时间、下降管直径和循环流量，就可按下式求出脱气室半径：

R?tW?0.394?0.00132rW6166.75?0.39??0.0013270.64166.75 = 式中R——脱气室半径，cm

r——下降管半径，cm

?——气压高度与循环高度之差，cm

W——循环流量，t/min

t——平均停留时间，min 3.3.7 提升气体流量的确定

浸入管直径一定时,提升气体流量有一个最佳值, 超过这个最佳值的量越大,

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真空室内喷溅就越大。根据这个原因, 提升气体流量确定如下:

?F?(0.75～1）?S=(0.75～1）? =(0.75～1）3.14?70.62 4?4TRerf2

=2935～3913 （NL/min）

式中: F ——提升气体流量，NL/min

S ——浸入管截面积，cm2

根据上式，本设计中RH真空处理装置提升气体的流量在2935～3913NL/min。 3.3.8 RH主要工艺参数

表5 RH工艺参数 参数名称 处理容量/t 处理时间/min 真空度/Pa 真空泵抽气能力Kg/h（67Pa） 循环因数 提升气体流速(NL/min)(67Pa) 4 连铸部分的设计 4.1 连铸机的主要设计参数 4.1.1 钢包允许浇铸时间

为了使钢包内的钢液不致因散热太多而形成包底柠壳，又能充分发挥其延长浇铸时间的潜力，保证浇铸的顺利进行，必须适当的确定不同容量的钢包允许浇铸时间。

数值 250 31 13～66 750 21 参数名称 浸渍管内径/mm 真空室容积/m3 高度/m 真空室内径/m 氩气喷嘴数 数值 ?706 29 10.8 2.4 10 2935～3913 Tmax= f(lgG?0.2)/0.3；Tmax=

10?(lg250?0.2) =73.26 min

0.3Tmax——钢包允许的最长浇铸时间，min G——钢包的容量，t

f——质量系数，要求严格的钢种f=10，要求较低的f=16 实际的浇铸时间要求小于最大浇铸时间，这里取为42min 。

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4.1.2 铸坯断面的选择

铸坯断面尺寸以其冷态时的尺寸表示、称之为铸坯断面的公称尺寸。 铸坯断面的形状和尺寸主要根据铸坯的用途来确定。在选择铸坯断面时应遵循以下原则：不同钢种需要不同的压缩比；根据轧材品种规格选择，一般来讲，板材选择板坯，线材选择方坯，管材选择圆坯；连铸机生产能力必须与炼钢能力相匹配。在本设计中典型钢种的铸坯厚度定为230mm、宽度定为1200～1930mm，铸坯定尺长度为8～11m。 4.1.3 理论拉速与工作拉速的确定

理论拉速:实际上，连铸机的最大拉速取决于铸坯出结晶器时不致发生变形或拉漏所需的最小坯壳厚度。 ν

理论

L结0.8===1.73m/min 22（17/25）（?/?结）V理论——理论拉速m/min

L结——结晶器的有效长度mm，取为800mm

σ——结晶器下口处不发生漏钢时允许的最小铸坯厚度mm,取为17mm η结——铸坯在结晶器内凝固系数mm/min，取为25mm/min 工作拉速:是指连铸机生产操作中能顺利浇铸，保证铸坯质量相对稳定的平均拉速。在实际生产中，为改善铸坯质量，使用的工作拉速应小于最大理论拉速。 V拉≤V理论；则V拉=1.5m/min 4.1.4 冶金长度的计算

铸机的冶金长度是指以最大拉速浇铸某一断面的铸坯从结晶器的钢液面到钢液完全凝固时的长度。

冶金长度=最大拉速×铸坯完全凝固的时间

L结D2 L冶金=?（）

(?/K结)22K综 =1.73×(2302)=33.85m 2?26L结——结晶器的有效长度mm，取为800mm

σ——结晶器下口处不发生漏钢时允许的最小铸坯厚度mm,取为17mm

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K结——铸坯在结晶器内凝固系数mm/min，取为25mm/min D——铸坯的厚度mm

K综——铸机的综合凝固系数mm/min，取为26mm/min 4.1.5 连铸机圆弧（外弧）半径的计算R

连铸机的圆弧半径主要是指铸坯弯曲时的外弧半径，其计算方法有四种。 ○

1按铸坯完全凝固矫直时所允许的表面延伸率计算 R?D/2[?]=0.23/(2×1.6%)=7.2m D——铸坯的厚度mm

[?]——允许的延伸率，低合金钢[?]=1.5%～2%

图2铸坯矫直的后的延伸 （a）矫电前(b)矫直后 ○

2按进入拉矫机第一对辊子时铸坯温度≥900℃，计算R R?2t900V拉/?

R≥[(13.5?0.01?1173)2?(5D?0.2)?2]×1.5×2/3.14=4.75m 式中t900——铸坯温度达到900度所需的时间，min

V拉—拉坯速度m/min D—铸坯的厚度mm

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3按经验式计算 ○

R=KD=45×0.23=10.35m D—铸坯的厚度mm K—系数，板坯为40～50

总上所述，综合考虑以上计算结果取铸机的圆弧半径R=10m 4.1.6 连铸机的流数的计算

一台连铸机能同时浇铸铸坯的总根数称为连铸机的流数。大板坯最多浇铸四流，常用1～2流。本台连铸机采用一个机组。由计算可得板坯连铸机为一机两流，计算如下：

n?G =250/(1.2×0.23×1.5×7.6×42)=1.89 FV拉?t =2

n——连铸机的流数 G——钢包的容量t

F——铸坯断面积m2，按要浇铸的铸坯的最小断面计算

V拉——拉坯速度

?——铸坯密度，7.6 t/m3 t——浇铸时间，min 4.2 中间包的主要设计参数

中间包设计的主要内容有：中间包形状选择、中间包内型参数（内型长宽高尺寸）、中间包容量以及钢水深度、中间包水口设计。中间包设计的目标为：要使中间包钢水流畅合理即：不存在死区，流场均匀。钢水在中间包内有合适的停留时间。钢包钢液在中间包落点产生的紊流强度不影响中间包出口处钢水流态；要有利于中间包内夹杂物的上浮；要有利于减少中间包的散热损失。 4.2.1 中间包形状的选择

中间包的形状要满足铸坯断面和流数的布置，有长方形、椭圆形、三角形、T形及v形等，如图4所示。本设计采用选船形的中间包。

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图4 中间包横断面图例

4.2.2中间包内型参数的设计

1中间包的长度= ○（流数-1）×流间距+2（中包最外侧水口中心距包衬内壁距离）

中间包的长度=（2-1）×6.6+2×0.2=7m

2中间包宽度=钢包钢液在中间包落点与中包水口最短距离+钢包钢液在中间包 ○

落点与包衬内壁距离+中包水口中心与包衬内壁距离

中间包宽度=0.6+0.3+0.3=1.2m

3中间包高度=中间包钢水深度+净空高度 ○

中间包钢水深度过深会产生漏钢事故；过浅则产生漩涡效应卷渣且钢水停留时间过短，不利于夹杂物的上浮。因此中间包钢水深度应大于产生漩涡效应的临界高度（250～300mm）。净空高度约为200mm。 中间包高度=中间包钢水深度+净空高度=1+0.2=1.2m 另外中间包壁侧锥度应控制在10%～20% 。 4.2.3中间包容量以及钢水深度

中间包容量的选择应满足钢液一定的停留时间（8～10min）和多炉连浇等要求。同时在换包时间内中间包的钢水不能低于临界高度。 中间包容量=（20%～40%）×钢包容量 中间包容量=30%×250=75t 中间包钢水深度=1m 4.2.3中间包水口设计

1水口流出钢流量的控制方式有塞棒式、滑动水口式、定径水口式。在本设计中○

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采用塞棒式+滑动水口式的组合形式。这样既可避免引流砂的利用，又提高了开浇率。

水口直径应根据最大浇铸速度来确定，要保证连铸机在最大拉速时所需的钢流量，水口全开时钢流要圆滑而密实，不产生飞溅或涡流。中间包每流的水口钢流量等于每流拉出的铸坯重量即：

?4d水22gH?液K水=F??铸坯60

d水=4F??铸坯60??液K水2gH d水=4?0.23?1.93?1.73?7.6=0.065m

3.14?6.8?0.9?60?2?9.8?1.2F——铸坯的断面积m2

?——拉坯速度m/min

H——中包内钢液深度，m

?铸坯——铸坯的密度，7.6t/m3 ?液——钢液的密度，6.8t/m3

K水——流量系数0.86～0.97

由以上计算可得中间包的水口直径为65mm。

2浸入式水口 ○

它连接中间包水口和结晶器，其作用是防止钢液的二次氧化。板坯结晶器采用双侧孔式浸入式水口。侧孔倾角为向下15°。

中间包每流水口流出钢流量=2×每个浸入式水口侧孔流量

?4K水d水22gH水=?2K侧d侧22gH侧 d侧=d水K水2K侧H水 H侧 =65?0.91=53mm ?2?0.482K水——中间包处水口的流量系数0.86～0.97

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d水——中间包水口直径，mm H水——中间包内钢水深度，m

K侧——浸入式水口侧孔处的流量系数0.48～0.5 d侧——浸入式水口侧孔直径，mm H侧——水口侧孔处的静压头,mm 4.3 结晶器的主要设计参数

结晶器的材质要求有导热系数高、高温强度好、耐磨性好、导磁性好等特点。结晶器一般使用铜合金（铜银合金、铜铬合金等）制成同时其内壁镀层为镍、钴镍或镍铬镀层。结晶器设计主要内容包括：结构类型的选择、结晶器结构参数的确定（断面尺寸、长度、倒锥度）、结晶器振动的设计。 4.3.1 结晶器结构内型

图5 组合式结晶器示意图

1—外弧内壁 2—外弧外壁 3—调节垫圈 4—侧内壁 5—侧外壁 6—双头螺栓 7、10—螺栓 8—内弧内壁 9—字形水缝

组合式结晶器，它是由四块壁板组装而成，每块壁板都包括有内壁和外壁两部分，用双头螺栓联结。内壁与外壁之间形成水缝，以便通水冷却。为使冷却均匀稳定，一般各面实行独立冷却。通常四块复合壁板的组装方式大都采用宽面压窄面。现在大方坯和板坯连铸机一般都使用组合式结晶器，而且采用可调宽度或宽厚均可调的组合式结晶器。故本设计中采用组合式结晶器（图5）。 4.3.2 结晶器结构参数的确定

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1结晶器的断面尺寸应根据冷连铸坯的公称断面尺寸确定。○但由于连铸坯在冷却

凝固过程中逐渐收缩以及矫直时都将引起半成品铸坯的变形，为此，要求结晶器的断面尺寸应当比连铸断面的公称尺寸大一些；通常大约1%～3%。 结晶器宽边：B上=1200×（1+2%）=1224mm B下=1200×（1+2%-1%）=1212mm 结晶器厚度: D上=230×（1+3%）=237mm D下=230×（1+3%-0.3%）=236

2目前我国基本上采用短结晶器，○一般为700～900mm 。考虑到钢液面波动剧烈，

可取长些。为了适应高速浇铸的需要，现在大多数倾向于把长度增加到900mm ,同时由理论计算表明，结晶器内50%的热量是由上部导出的，结晶器下部只起支撑作用，过长的结晶器无益于凝壳的增厚，没有必要把结晶器设计过长。因此本设计中结晶器长度取为900mm 。

3倒锥度 ○

钢液在结晶器中将收缩并产生气隙，热阻增加，传热效果变差，影响坯壳厚度。因此，结晶器要有一定的倒锥度。板坯结晶器的宽面倒锥度为为0.9%～1.1%/m ，而对窄面倒锥度为0～0.6%/m 。本设计中，板坯结晶器的宽面倒锥度取为1%/m ，窄面倒锥度取为0.3%/m 。 4.3.3 结晶器的振动与振动装置

1结晶器振动的作用：脱模，防止坯壳与结晶器黏结；焊合被拉裂的坯壳；改善○

铸坯的表面质量。负滑脱时间长一点会使结晶器内的保护渣耗量减少、振动痕迹深度增大但焊合裂纹效果好。因此在选择振动方式时应具有合适的负滑脱时间同时焊合裂纹的效果要好。

2同步振动的特点：冲击力大，没有负滑脱，对拉裂坯壳无焊合作用。 ○

梯形振动的特点：冲击力大，负滑脱时间过长占振动周期的60% ，结晶器内保护渣耗量减少不利于热量的传导。

目前广泛采用的是正弦振动。其主要特点是：结晶器在整个振动过程中速度一直是变化的，即铸坯与结晶器间时刻都存在相对运动。在结晶器下降时还用一小段负滑脱，因此能防止和消除黏结。另外，由于结晶器的运动速度是按正弦规

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律变化的，加速度则必然按余弦规律变化，所以，过渡比较平稳，冲击力小。它与梯形振动相比，坯壳处于负滑脱状态的时间短，且结晶器上升时间占振动周期的一半，故增加了坯壳拉断的可能性。为了弥补这一弱点应允分发挥加速度较小的长处，亦可采用高频率振动以提高脱模效果。目前广泛采用四连杆式振动装置。

3结晶器的振动参数 ○

振幅：指结晶器从最高位置下降到最低位置所移动的距离。振幅降低可以使振痕深度降低，钢液的波动降低。对于板坯，结晶器的振幅一般为3～8mm 。 振频：指结晶器每分钟振动的次数。振动频率越高，保护渣的消耗就越多，振动痕迹深度就越小，焊合拉裂坯壳的效果就越好。因此对于板坯，结晶器的振动频率为49～120次/min 。 4.4. 二次冷却系统的设计 4.4.1 二次冷却装置

它直接接受来自结晶器的高温薄壳铸坯，如果铸坯外部没有一定的约束条件和进一步冷却，很容易产生鼓肚变形、发生裂纹，甚至造成漏钢事故。为此二次冷却系统装置的主要作用是：直接喷水冷却铸坯，使其迅速冷却至完全凝固；支撑和导向铸坯及引锭杆，防止铸坯产生变形和引锭杆跑偏；在用直结晶器的弧形连铸机中，把直铸坯弯成弧形铸坯而进入圆弧区。

1二次冷却支撑装置在高温 为此，对二次冷却装置提出了一下基本要求：○

2在二次冷下要具有足够的的强度和刚度，并能采用可靠的冷却方法防止变形。○

却区铸坯要有足够的冷却强度和均匀冷却，合理分布各段冷却水量使铸坯表面温度分布均匀，且能灵活调节以适应变更浇铸断面、钢种，不同浇铸温度和拉坯速

3二次冷却各段对弧要简便准确，度的工艺要求。○在受热膨胀时也能保持应有的4支撑和导向部件结构和参数合理，精度而不引起错弧。○尽可能减少铸坯的鼓肚

和变形，减少铸坯的运行阻力，并能于维修和事故处理。 4.4.2 喷水冷却系统。

二次冷却主要是将冷却水直接喷射到铸坯表面上，使铸坯迅速冷却凝固，器冷却强度、喷嘴结构形式及配置都直接关系到铸坯的质量和产量。

二次水量分配方法：沿铸机拉速方向的冷却水量逐渐减少；控制铸坯内弧和外弧不同的喷水量；不同的铸坯断面要控制不同的二冷水量。将二冷区分为6段，各

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段冷却水量满足：

Q1:Q2:Q3:Q4:Q5:Q6?111111:::::L1L2L3L4L5L6 其中：

1111112121214.268??????(1?????)=

32537L1L1L2L3L4L5L6L1Ln?n?1L1 （n=1、2、3、4、5、6；Ln：第n段的长度；L1：第1段的长度） 2Qn?Q总水量24.268n?1 （Qn表示第n段的喷水量）

二冷区总水量Q总水量=Q1?Q2?Q3?Q4?Q5?Q6=kF?拉?坯

=1.2×0.23×1.93×1.5×7600 = 6072.55L/min

k——比水量L/kg，取为1.2L/kg F——铸坯断面积m2

?拉——拉坯速度m/min ?坯——铸坯密度kg/m3

则各段的喷水量计算如下：

Q总水量Q1?=1422.81L/min

4.268Q2?Q3?Q总水量24.2683Q总水量4.2682=1161.72L/min

=1006.08L/min

Q4?Q5?Q总水量24.2685Q总水量4.2683=899.86L/min

=821.46L/min

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Q6?Q总水量24.2687=760.52L/min

4.4.3 喷嘴的选择与布置

板坯连铸机广泛采用广角扁平喷嘴，喷嘴是由铜制的，其射流为矩形或扇带形，喷射角可达120°。此外，目前板坯连铸机还广泛使用气水喷嘴。它是在高压气和水从两个不同方向进入喷嘴内汇合下，利用压缩空气把水滴雾化成极细的水滴并从两旁喷射出来，这是一种高效冷却喷嘴。气水喷嘴的优点是：铸坯冷却均匀，节约用水约50%，减少喷嘴用量。便于维修，喷嘴出口孔不堵塞，气水调节范围大。二次冷却区水压力一般为0.3～0.6MPa 。

图6 气水喷嘴在板坯连铸机上的应用

1——空气 2——水 3——板坯 4——夹辊

喷嘴布置应使铸坯表面尽可能得到均匀冷却，一般要求尽可能均匀向铸坯表面喷水来设计布置喷嘴（图6），铸坯角部易于冷却，故喷水量应比宽面中部要少。

4.4.4 夹辊辊径、辊距及其布置

二次冷却区夹辊的辊径、辊距及其布置主要是应适应与铸坯物理状态的变化，防止铸坯鼓肚和变形，易于调整和拆装，在大型连铸机机上分为若干扇形段（5～7段）。

每段采用不同的辊径和辊距。在结晶器下口的第一段，此处铸坯内部钢水的静压力大，但由于坯壳薄而温度较高，对于板坯易产生鼓肚变形，因此辊距不得太大，夹辊应密些，辊径可小些；以后可依次辊径大一些，直至二次冷却区末段内。铸

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坯弯向水平位置接近凝固完毕，此时鼓肚变形不易发生，但铸坯要发生径向冷缩变形。末段夹辊主要承受铸坯的质量，铸坯的径向收缩力以及部分拉坯力。故辊径要大，以便有足够的强度和刚度来承受各种外力。

二次冷却区的夹辊一般均不用外力驱动，靠铸坯摩擦带动。一般将外弧夹辊固定，内弧夹辊的位置是可调的，以适应多种厚度铸坯的需要。改变铸坯厚度时，可借油缸或丝杠来快速操作，辅以垫块达到改变厚度的目的。除了内外弧夹辊外，二次冷却区内，特别是第一段内，还应装有侧向导辊，侧向导辊的作用是防止铸坯侧向变形和导向，以防铸坯跑偏和上引锭杆时顶撞结晶器。

4.5 连铸机总体尺寸的确定 4.5.1 连铸机总长度

弧形连铸机的长度是指从结晶器中心至出坯挡板之间的总长度，实际也是铸机弧形段与水平段之和的水平距离。

图7 弧形连铸机的总体尺寸

O——连铸机弧形半径圆心 B——操作平台面

L?R?L1?L2?L3?L4?L5=10+1.5+3.5+4+18+19=56m 式中R——连铸机圆弧半径m ；

L1——矫直切点至拉矫机最后一个辊子的长度，取1.5～1.8m； L2——拉矫机后至切割区前长度。一般为3.5～5.5m；

L3——切割区长度m。火焰切割区为3～5 m；若机械剪切为0 ；

L4——输出辊道或铸坯等待区长度m，一般至少大于最大定尺长度的1.5倍；

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L5——冷床或出坯区长度m，主要取决于最大定尺长度，再增加约1m； 4.5.2 连铸机高度

连铸机的总高度是从拉矫机底座基础面至中间包顶面的距离。 H?R?H1?H2?H3?H4=10+0.5+0.45+0.15+1.5=12.6m 式中H——铸机的总高度m； R——连铸机圆弧半径m；

H1——拉矫机底座基础至铸坯底面距离，一般0.5～1m； H2——弧形中心至结晶器顶面的距离，常取结晶器长度的一半； H3——结晶器上口边缘至中间包水口距离，约0.1～0.2m； H4——中间包全高，一般1～1.5m，较大中间包可取2m； 4.5.3 连铸区的总宽度

连铸区的总宽度取决于浇注平台的长度，而浇注平台的长度又由连铸机的台数及台间距来确定。1台连铸机的宽度是根据铸机的流数和流间距来考虑。连铸机流数与流间距决定了中间包车的长度；中间包在浇注位置与烘烤位置间要有3m距离，而中间包烘烤位置距浇注平台边缘有约2m距离，另外还应考虑多炉连浇和快速更换中间包工艺。所以每台铸机配备两台中间包车和两个中间包烘烤位。

4.6 连铸机生产能力的计算

1浇铸能力是指连铸机每分钟浇铸的钢液量，即： ○

qm?nF??=2×0.23×1.2×1.5×7.6=6.293t/min 式中 qm——浇铸能力，t/min

n——流数

F——铸坯断面积，m2

?——拉速，m/min

?——铸坯密度，t/m3 2连铸机年作业率 ○

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??t0?tptY?100%

? ——连铸机年作业率，%；一般小方坯60%～80%，大方坯60%～85%

板坯70%～85%

t0——连铸机年浇铸时间，h

tp——连铸机年准备时间,h tY——年日历时间，为8760h

在本设计中选取连铸机年作业率为80% 。 3连铸坯收得率 ○

连铸坯收得率等于合格坯产量与浇铸钢液量的比值。浇铸钢液量包括：合格坯产量、废品量、更换中间包时的接头坯、精整损失、氧化铁皮及切割渣损失、中间包残钢、钢包开浇后的回炉钢液、引流渣出废钢，切头切尾。连铸坯的收得率一般为95%～96%。 4连铸机的年产量 ○

Ga?8760GN?坯? T = 8760?250?7?95%?80%=237.7714 （万吨）

(35?7?49)/60式中 Ga——连铸机年产量，t/a

G——钢包钢液量，t N——平均连浇炉数

?坯——连铸坯收得率，可取95%～96%

?——连铸机年作业率，板坯为70%～85%

T——浇铸周期时间，h

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