年产180万吨转炉炼钢车间设计

年产180万吨转炉炼钢车间设计

学校： 昆明理工大学

专业： 冶金工程 班次： 2002（2） 姓名： 普松

指导老师单位： 昆明理工大学 姓名：普靖中 职称： 副教授

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目 录.

摘 要 ........................................................................................................................................... 4 ABSTRACT ........................................................................................................................................ 5 前 言 ........................................................................................................................................... 6 第一章 设计概述 ......................................................................................................................... 7 1.1主要用途 ............................................................................................................................... 8 1.2 冶炼要点 ............................................................................................................................. 8 1.3 化学成分对H08性能的影响 ............................................................................................ 9 1.4 现代全连铸冶炼焊条钢要点 ........................................................................................... 10 第二章 氧气顶吹转炉炼钢物料平衡和热平衡 ....................................................................... 11 2.1 物料平衡计算 ................................................................................................................... 11 2.2 热平衡计算 ....................................................................................................................... 21 第三章 氧气顶吹转炉的设计与计算 ......................................................................................... 27 3.1 炉型设计 ........................................................................................................................... 27 3.2 氧气顶吹转炉炉衬设计 ................................................................................................... 30 3.3 氧气顶吹转炉炉体金属构件设计 ................................................................................... 31 3.4 支承装置 ........................................................................................................................... 32 3.5 倾动机构 ........................................................................................................................... 32 3.6 底部供气构件的设计 ......................................................................................................... 34 第四章 氧枪的设计与计算 ....................................................................................................... 36 4.1 喷头设计 ........................................................................................................................... 36 4.2 氧枪水冷系统 ................................................................................................................... 40 第五章 连铸机的设计与计算 ................................................................................................... 43 5.1 连铸机的主要工艺参数 .................................................................................................. 43 5.2 连铸机生产能力的确定 .................................................................................................. 50 5.3 盛钢桶及其载运设备 ....................................................................................................... 54 5.4 中间包及其载运设备 ....................................................................................................... 55 5.5 结晶器及其振动装置 ....................................................................................................... 57 5.6 二次冷却装置 ................................................................................................................... 59 第六章 钢包的设计与计算 ....................................................................................................... 63

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6.1 盛钢桶尺寸计算 ............................................................................................................... 63 6.2 盛钢桶质量 ....................................................................................................................... 65 6.3 盛钢桶重心计算 ............................................................................................................... 67 第七章 铁水预处理及炉外精练 ............................................................................................... 68 7.1铁水预处理 ........................................................................................................................ 68 7.2炉外精练 ............................................................................................................................ 69 第八章 转炉炼钢车间布置 ....................................................................................................... 71 8.1 转炉容量及车间生产能力的确定 ................................................................................... 71 8.2 全厂金属平衡表的制定 ................................................................................................... 72 8.3 主厂房工艺布置 ................................................................................................................. 73 总结与体会 ................................................................................................................................... 74 谢 辞 ......................................................................................................................................... 75 参考文献 ....................................................................................................................................... 76

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摘 要

本次设计的是一座年产180万吨合格坯的氧气顶吹转炉炼钢厂。冶炼的钢种为碳素焊条钢，主要牌号：H08A、H08E、H08C主要规格：f 6.5mm、f 6.0mm、f 5.5mm。两座120吨的氧气顶吹转炉，年产钢水量为189.22万吨，采用三孔氧枪，氧流量为333.33Nm3/min，配用钢包的额定容量为150吨；两台2机6流板坯弧形连铸机，连铸机的弧形半径为6m，主产品断面尺寸20031000mm，连铸机设计年生产能力为205.2万吨。

设计主要针对转炉炼钢厂,其中包括炼钢厂规模、生产工艺流程、冶炼的钢种牌号、全厂金属料消耗平衡表、转炉炼钢车间的物料平衡和热平衡计算、转炉炉型选择及设计计算、氧枪喷头及枪身设计计算、连铸机以及车间附属设备的计算选型、车间平面布置设计等。

关键字：氧枪，转炉，连铸机，碳素焊条钢

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Abstract

The task of this design is to design a steelmaking mill with top oxygen blowing vessels that has an annual productivity of 1 million tons’ fine butts. It produces series ofThe carbon welds the bar iron，Trademark：H08A、H08E、H08C，specification：f 6.5mm、f 6.0mm、f 5.5mm。 There are two top oxygen-blowing vessels, with a 1.892million tons productivity of hot metal. It adopts the oxygen core lance that has three holes, and the flow rate is 333.33Nm3/min. The matched steel ladle size is 150 tons. Also, there are two setcasting machines that are two machine and six currents and produce the plank block. The arc radius is 6m, and the major product’ contour size is 20031000mm. The annual productivity of the casting is 2.052 million tons.

This design aims at the converter steel mill primarily, among them include the steel mill scale and produce the steel of the craft flowsheet, the card number of smelting steel, and the balance sheet of whole plant depletion of metal charge. A calculation for of material balance and calorific balance in the converter ship, designing, then choosing the profile and furnace lines of converter, as well as choosing spray head and body of oxygen lance, calculating and choosing the caster type, then choose the other accessory equipment. Last, make an arrangement for the various equipments in the whole workshops.

Keywords: oxygen lance, converter, caster, The carbon welds the bar iron.

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第二章 氧气顶吹转炉炼钢物料平衡和热平衡

2.1 物料平衡计算

（1）计算所需原始数据

炼钢过程的物料平衡与热平衡计算是建立在物质与能量守恒的基础上的。其主要目的是比较整个过程中物料、能量的收入项和支出项，为改进操作工艺制度，确定合理的设计参数和提高炼钢技术经济指标提供某些定量依据。应当指出，由于炼钢系复杂的高温物理化学过程，加上测试手段有限，目前尚难以做到精确取值和计算。尽管如此，它对指导炼钢生产和设计仍有重要的意义。

表2-1 钢种、铁水、废钢和终点钢水的成分设定值

（％ 成分） 类别 钢种设定值 铁水设定值* 废钢设定值 终点钢水设定值** 0.070 3.600 0.070 0.040 0.000 0.331 0.000 痕迹 0.400 0.351 0.400 0.105 0.005 0.093 0.005 0.009 0.010 0.032 0.010 0.019 C Si Mn P S *这里的铁水设定值为铁水预处理后的铁水成分，具体内容见“第七章 铁水预处理及炉外精练”。

**〔C〕和〔Si〕按实际生产情况选取；〔Mn〕、〔P〕和〔S〕分别按铁水中相应成分含量的30％、

10％和60％留在钢水中设定。

（2）物料平衡基本项目。

收入项 铁水 废钢

熔剂（石灰、萤石、轻烧白云石） 氧气 炉衬蚀损 铁合金

支出项 钢水 炉渣 烟尘 渣中珠铁 炉气 喷溅

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表2－2 原材料成分

成分 类别 88.00 2.50 2.60 1.50 0.50 石 灰 萤 石 0.30 5.50 0.60 1.60 1.50 88.00 0 .90 0.10 1.50 36.20 0.10 0.06 4.64 0.10 CaO SiO2 MgO Al2O3 Fe2O3 CaF2 P2O5 S CO2 H2O C 灰分 挥发分 生白云石 36.40 0.80 25.60 1.00 炉 衬 焦 碳 1.20 3.00 78.80 1.40 1.60 14.00 0.58 81.50 12.40 5.52

表2－3 硅铁合金的成分及回收率

硅铁 锰铁

C

Si 73.00/75

6.60/90

0.50/75

Mn 0.50/80 67.80/80

Al 2.50/0

P 0.05/100 0.23/100

S 0.03/100 0.13/100

Fe 23.92/100 24.74/100

（3）计算步骤。以100㎏铁水为基础进行计算。 第一步：计算脱氧和合金化前的总渣量及其成分。

总渣量包括铁水中元素氧化、炉衬蚀损和加入熔剂的成渣量。其各项成渣量分别列于表2－5、2－6和2－7。总渣量及其成分如表2－8所示。

第二步：计算氧气消耗量。

氧气实际消耗量系消耗项目与供入项目之差，详见表2－9。 第三步：计算炉气量及其成分。

第四步：计算脱氧和合金化前的钢水量。

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表 2－4 其它工艺参数设定值

名 称 终渣碱度 萤石加入量 生白云石加入量 炉衬蚀损量 参 数 êO/%SiO2=3.5 为铁水量的0.5% 为铁水量的2.5% 为铁水量的0.3% 名 称 渣中铁损（铁珠） 氧气纯度 炉气中自由氧含量 气化去硫量 参 数 为渣量的6% 99%，余者为N2 0.5%（体积比） 占总去硫量的1/3 90%C氧化成CO，10%C 氧化成CO2 由热平衡计算确定。本计 算结果为铁水量的7.53% 即废钢量比为7.00% 终渣Σ（FeO）含量 15%，即（Fe2O3）=5% 金属中〔C〕的氧化 (Fe2O3)/(FeO)=1/3 烟尘量 喷溅铁损 （FeO）=10% 产物 为铁水量的1.5%（其中 废钢量 FeO为75%，Fe2O3为20% 为铁水量的1%

表2－5 铁水中元素的氧化产物及其成渣量

元 素 C Si Mn P S Fe 反 应 产物 〔C〕→﹛CO﹜ 〔C〕→﹛CO2﹜ 〔Si〕→（SiO2） 〔Mn〕→（MnO） 〔P〕→（P2O5） 〔S〕→﹛SO2﹜ 〔S〕→（CaO）=（CaS）+（O） 〔Fe〕→（FeO） 〔Fe〕→（Fe2O3） 元素氧化量（kg） 耗氧量（kg） 产出量（kg） 3.204 0.356 0.400 0.246 0.084 0.004 0.009 0.457 0.231 4.991 4.272 0.949 0.457 0.072 0.108 0.004 -0.004 0.131 0.099 6.088 7.476 1.305 0.857 0.318 0.206 0.009 0.020 0.588 0.329 2.317 备 注 入 渣 入 渣 入 渣 入 渣 入渣（见3-8） 入渣（见表3-8） 入渣组分之和 合 计 成 渣 量 *由CaO还原出的氧量；消耗的CaO量＝0.009×56/32＝0.016kg㎏

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表 2－6 炉衬蚀损的成渣量

炉衬蚀损量 （kg） 0.3 （据表3-4） 合 计 0.258 0.103 CaO 成渣组分（kg） SiO2 MgO Al2O3 Fe2O3 气态产物（kg） C→CO C→CO2 耗氧量（kg） C→CO，CO2 0.004 0.009 0.236 0.004 0.005 0.088 0.015 0.062

表2－7 加入熔剂的成渣量

加 入 量 类 别 （kg） 0.5（据表萤 石 3-4） 2.5（据表0.910 0.640 0.020 0.025 生白云石 3-4） 0.905 0.002 0.003 0.028 0.008 0.008 0.005 0.001 0.440 0.008 CaO MgO SiO2 Al2O3 Fe2O3 P2O5 CaS CaF2 H2O CO2 O2 成 渣 组 分（kg） 气态产物（kg） 石 灰 2.899*1 2.247 *2 0.075 0.072 0.043 0.014 0.003 0.004 合 计 3 0.003 0 .135 0.001*

3.159 0.718 0.120 0.076 0.022 0.007 0.005 0.440 0.010 1 .040 0.001 4.548 成 渣 量 *1石灰加入量计算如下：由表（2－5）～（2－7）可知，渣中已含（CaO）＝－0.016+

0.004+0.002+0.910＝0.900kg；渣中已含（SiO2）＝0.857+0.009+0.028+0.020＝0.914kg；因设定的终渣碱度R＝3.5；故石灰加入量为：

〔RΣ(SiO2)－Σ(CaO)〕/(êO石灰－R×%SiO2石灰) ＝(3.5×0.914－0.900)/(88.00%－3.5×2.5%)＝2.899kg㎏ *2为（石灰中CaO含量）－（石灰中S→CaS自耗的CaO量） *3由CaO还原出的氧量，计算方法同表2－5。

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表2－8 总渣量及其成分

炉 渣 成 分 元素氧化成渣量 0.857 (kg) 石灰成渣量(kg) 炉衬蚀损成渣量0.004 0.009 0.236 0.004 (kg) 生白云石成渣量0.910 0.020 0.640 0.025 (kg) 萤石成渣量(kg) 总渣量(kg) % 0.002 0.028 0.003 0.008 0.008 0.440 0.005 0.001 0.493 7.123 1.595 0.005 0.258 2.247 0.072 0.075 0.043 0.014 0.003 0.004 2.460 0.318 0.588 0.329 ②CaO SiO2 MgO Al2O3 MnO FeO Fe2O3 CaF2 P2O5 CaS 合 计 2.317 0.206 0.020 3.162 0.986 0.955 0.081 0.318 0.588 0.356 0.440 0.213 0.025 44.394 13.844 13.407 1.133 4.458 8.250 5.00 6.177 2.995 0.345 100.00 *总渣量计算如下：因为表2－8中除(FeO)和(Fe2O3)以外的渣量为：3.162+0.986+0.955+

0.081+0.318+0.440+0.213+0.025＝6.180kg；而终渣Σ(FeO)=15%（表2－4），故总渣量为：6.180/85.75％＝7.123kg㎏

①(FeO)量＝7.123×8.25％＝0.588kg㎏

②(Fe2O3)量＝7.123×5％－0.014－0.005－0.008＝0.329kg㎏

炉气中含有CO、CO2、O2、N2、SO2和H2O。其中CO、CO2、SO2和H2O可由表

(2－5)～(2－7)查得，O2和N2则由炉气总体积来确定。现计算如下：

炉气总体积VΣ：

122.4V?＝Vg?0.5％V??（Gs?0.5％V??Vx）

9932V?＝99Vg?0.7Gs?Vx98.51＝10.039m3

式中 Vg——CO、CO2、SO2和H2O诸组分之总体积，m3。本计算中，其值为

7.564322.4/28+2.360322.4/44+0.009322.4/64+0.0010322.4/18

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C Si Mn P S 0.072 0.000 0.399 0.010 0.020 由此可得冶炼过程（即脱氧和合金化后）的总物料平衡表2－16。

表2－16 总物料平衡表

收 入 项 目 铁 水 废 钢 石 灰 萤 石 轻烧白云石 炉 衬 氧 气 锰 铁 硅 铁 焦 粉 合 计 质 量（kg） 80.029 19.971 2.320 0.400 2.001 0.240 7.973 0.511 -0.003 -0.003 113.438 % 70.548 钢 水 17.606 2.046 炉 渣 0.353 1.764 炉 气 0.212 7.029 0.450 -0.003 -0.003 100.00 喷 溅 烟 尘 渣中铁珠 0.800 1.200 0.342 113.102 0.708 1.061 0.302 100.00 10.531 9.311 5.896 5.213 94.332 83.404 支 出 项 目 质 量（kg） % 注：计算误差为（113.438－113.102）/113.438×100％＝0.296％

2.2 热平衡计算

（1）计算所需原始数据。计算所需基本原始数据有：各种入炉料及产物的温度（表2－17）；物料平均热容（表2－18）；反应热效应（表2－19）；溶入铁水中的元素对铁熔点的影响（表2－20）。其它数据参照物料平衡选取。

（2）计算步骤。以100㎏铁水为基础。 第一步：计算热收入Qs。

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热收入项包括：铁水物理热；元素氧化热及成渣热；烟尘氧化热；炉衬中碳的氧化热。

1）铁水物理热Qw：先根据纯铁熔点、铁水成分以及溶入元素对铁熔点的降低值（表2－17、2－1和2－20）计算铁水熔点Tt，然后由铁水温度和生铁比热（表2－17和2－18）确定Qw。

表2－17 入炉物料及产物的温度设定值

入 炉 物 料 名 称 铁 水* 温度（℃） 1350 废 钢 25 其它原料 25 炉 渣 与钢水相同 炉 气 1450 烟 尘 1450 产 物 表2－18 物料平均热容

物 料 名 称 固态平均热容（kJ/kg〃K） 熔化潜热（kJ/kg） 液态或气态平均热容（kJ/kg〃K） 生 铁 0.745 218 0.837 钢 0.699 272 0.837 炉 渣 — 209 1.248 矿 石 1.047 209 — 烟 尘 0.996 209 — 炉 气 — — 1.137

表2－19 炼钢温度下的反应热效应

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组元 C C Si Mn P Fe Fe SiO2 P2O5 CaCO3 MgCO3 化学反应 〔C〕+1/2﹛O2﹜ 〔C〕+﹛O2﹜=﹛CO2﹜ 〔Si〕+﹛O2﹜=（SiO2） 〔Mn〕+1/2﹛O2﹜=（MnO） 2〔P〕+5/2﹛O2﹜=（P2O5） 〔Fe〕+1/2﹛O2﹜=（FeO） 2〔Fe〕+3/2﹛O2﹜=（Fe2O3） （SiO2）+2（CaO）=（2CaO·SiO2） （P2O5）+4（CaO）=（4CaO·P2O5） CaCO3=（CaO）+﹛CO2﹜ MgCO3=（MgO）+﹛CO2﹜ 氧化反应 氧化反应 氧化反应 氧化反应 氧化反应 氧化反应 氧化反应 成渣反应 成渣反应 分解反应 分解反应 ΔH（kJ/kg） -139420 -418072 -817682 -361740 -1176563 -238229 -722432 -97133 -693054 169050 118020 ΔH（kJ/kg） -11639 -34834 -29202 -6594 -18980 -4250 -6460 -1620 -4880 1690 1405

表2－20 溶入铁中的元素对铁熔点的降低值

元 素 在铁中的极限溶解度（%） 溶入1%元素使铁熔65 点的降低值（℃） 70 C 5.41 Si Mn P S 0.18 Al Cr N、H、O 18.5 无限 2.8 35.0 无限 75 80 85 90 100 8 5 30 25 3 1.5 氮、氢、氧溶入使铁 熔点的降低值（℃） ∑=6 适用含量范围（%） ﹤1.0 1.0 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 ≤3 ≤15 ≤0.7 ≤0.08 ≤1 ≤18

表2－21 元素氧化热和成渣热

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反应产物 C→CO C→CO2 Si→SiO2 Mn→MnO Fe→FeO 氧化热或成渣热（kJ） 37291.356 12400.904 11680.800 1622.124 1942.507 反应产物 Fe→Fe2O3 P→P2O5 P2O5→4CaO·P2O5 SiO2→2CaO·SiO2 合 计Qy 氧化热或成渣热（kJ） 1489.338 1594.320 1041.074 1597.529 70659.953 Tt ＝1536－(3.63100+0.33138+0.35135+0.093330+0.032325)－6＝1190.6℃ Qw＝1003[0.7453(1190.6－25)+218+0.8373(1350－1190.6)]＝151701.780kJ 2）元素氧化热及成渣热Qy：由铁水中元素氧化量和反应热效应（表2－19）可以算出，其结果列于表2－21中。

3）烟尘氧化热Qc：由表2－4中给出的烟尘量参数和反应热效应计算可得。

（75％? Qc＝1.5?56112?4250?20％??6460)＝5075.35kJ 721604）炉衬中碳的氧化热Q1：根据炉衬蚀损量及其含碳量确定。 Q1＝0.3314％3(90%311639+10%334834)＝586.257kJ 故热收入总值为：Qs＝Qw＋Qy＋Qc＋Q1＝228023.340kJ 第二步：计算热支出。

热支出项包括：钢水物理热；炉渣物理热；烟尘物理热；炉气物理热；渣中铁珠物理热；喷溅物（金属）物理热；轻烧白云石分解热；热损失；废钢吸热。

1）钢水物理热Qg；先按求铁水熔点的方法确定钢水熔点Tg；再根据出钢和镇静时的实际温降（通常前者为40～60℃，后者3～5℃/min，具体时间与盛钢桶大小和浇注条件有关）以及要求的过热度（一般为50～90℃）确定出钢温度Tz；最后由钢水量和热容算出物理热。

Tg＝1536－(0.10365＋0.04535＋0.006330＋0.018325)－6＝1522.65℃ （式中：0.10、0.045、0.006和0.018分别为终点钢水C、Mn、P和S的含量）

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Tz＝1522.65＋50＋50＋70＝1692.65℃

（式中：50、50和70分别为出钢过程中的温降、镇静及炉后处理过程中的温降和过热度）

Qg＝91.5593[0.6993(1522.65－25)+272+0.8373(1692.65－1522.65)]＝135151.439kJ

2）炉渣物理热Qr：令终渣温度与钢水温度相同，则得： Qr＝11.4813[1.2483(1692.65－25)+209]＝16313.292kJ

3）炉气、烟尘、铁珠和喷溅金属的物理热Qx。根据其数据、相应的温度和热容确定。 详见表2－22。

4）生白云石分解热Qb：根据其用量、成分和表2－19所示的热效应计算。 Qb＝2.53(36.40%31690＋25.60%31405)＝2437.100kJ

5）热损失Qq：其它热损失带走的热量一般约占总热收入的3～8％。本计算取5％， 则得： Qq＝228023.34035％＝11401.167kJ

表2－22 某些物料的物料热

项目 炉气物理热 烟尘物理热 渣中铁珠物理热 喷溅金属物理热 合计Qx

参数kJ

备注

21728.784 2442.450 624.466 1461.144 26256.843

1450为炉气烟尘温度

1520为钢水熔点

6）废钢吸热Qf：用于加热废钢的热量是剩余热量，即： Qf＝Qs－Qg－Qr－Qx－Qb－Qq＝36463.499kJ 故废钢加入量Wf为： Wf＝24.955kg

即废钢比为: 24.955/100+24.955＝19.971%

热平衡计算结果列于表2－23中。

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热效率?＝钢水物理热＋炉渣物理热＋废钢吸热?100％＝81.97％

热收入总值表2－23 热平衡表

收 入 项 目 铁水物理热 元素氧化热和成渣热 其中 C氧化 Si氧化 Mn氧化 P氧化 Fe氧化 SiO2成渣 P2O5成渣 烟尘氧化热 炉衬中碳的氧化热 合 计 热量（kJ） 151701.780 70659.953 49692.260 11680.800 1622.124 1594.320 3431.845 1597.529 1041.074 5075.350 586.257 228023.340 % 66.529 30.988 21.793 5.123 0.711 0.699 1.505 0.701 0.457 2.226 0.257 100.000 支 出 项 目 钢水物理热 炉渣物理热 废钢吸热 炉气物理热 烟尘物理热 渣中铁珠物理热 喷溅金属物理热 轻烧白云石分解热 热损失 合 计 热量（kJ） % 135151.439 59.271 16313.292 7.154 36463.499 15.991 21728.784 2442.450 624.466 1461.144 2437.100 11401.167 9.529 1.071 0.274 0.641 1.069 5.000 228023.340 100.000 若不计算炉渣带走的热量时： 热效率??＝钢水物理热?废钢吸热?100％＝82.41%6

热收入总值加入铁合金进行脱氧和合金化，会对热平衡数据产生一定的影响。对转炉用一般生铁冶炼低碳钢来说。所用铁合金种类有限，数量也不多。经计算，其热收入部分约占总收入的0.8～1.0％，热支出部分约占0.5～0.8％，二者基本持平。

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第三章 氧气顶吹转炉的设计与计算

氧气转炉是转炉炼钢车间的主体设备。其设计的质量不仅直接影响到投产后的各项技术经济以及企业的的经济效益和社会效益，而且还关系到操作者的劳动安全。为了正确、合理的设计，达到预定的目标，必须依据建厂的具体条件，充分调查和掌握同类转炉的发展现状，切实做到理论与实际紧密结合。

转炉由炉帽、炉身和炉底三部分组成。目前常用的炉帽是一上小下大的正口形截圆锥体。炉帽以下、熔池以上的炉身部分为圆筒形。熔池面以下的炉底部分，其形状视熔池形状而定，根据修炉方式的不同，有死炉底与活炉底之分，前者适用于上修，后者适用于下修。

所谓转炉炉型，实际上是指由上述三部分组成的炉衬内部空间或炉膛的几何形状。由于炉帽和炉身的形状并无变化，所以通常就按熔池形状划分为三种：筒球型、截球型和截锥型。本次设计转炉的公称容量为120t，采用截锥型。

截锥型熔池形状为一倒锥体。在装入量和熔池直径相同的情况下，其熔池最深，因此不适宜于大容量转炉。我国过去已建成的30t以下的小炉子应用较多，新制定的技术规定中提出“≤100t转炉一般采用截锥型活炉底”。国外已很少用这种炉型。通常倒截锥体的底部直径d≈0.7D，这时熔池体积Vc（m3）与熔池直径D（m）和熔池深度h（m）有如下关系：

Vc?0.574hD2

3.1 炉型设计

炉型设计的主要任务是确定所选炉型各部位的主要参数和尺寸，据此再绘制出工程图。

（1）熔池尺寸的确定。熔池是容纳金属并进行一系列复杂物理化学反应的地方，其主要尺寸有熔池直径和熔池深度。设计时，应根据装入量、供氧强度、喷嘴类型、冶炼动力学条件以及对炉衬蚀损的影响综合考虑。

1）熔池直径D：熔池直径通常指熔池处于平静状态时金属液面的直径。它主要取决于金属装入量和吹氧时间。随着装入量增加和吹氧时间缩短，单位时间的脱氧量和从熔池

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排出的CO气体量增加。此时，如不相应增大熔池直径，势必会使喷溅和炉衬蚀损加剧。转炉吹氧时间t与装入量G成正比，而与单位时间供氧量Q成反比，即若要增大供氧量还要使喷溅维持一定，就需扩大熔池面。这意味着单位时间供氧量与熔池直径的平方成正比，因此可得公式：

D?KG?4.070m t式中 G——新炉金属装入量，t，可近似地取其公称容量，120t；

t ——平均每炉钢纯吹氧时间，本设计取18min； K——比例系数，本设计取1.50。

2）熔池深度h：熔池深度系指熔池处于平静状态时从金属液面到炉底最低处的距离。 对截锥型熔池：h?Vc18.33＝＝1.931m 220.574D0.574?4.070（2）炉身尺寸的确定。对于圆筒形炉身，因其直径与熔池直径一致，故需确定的尺寸即为炉身高度H身。

4V（4Vt?V帽?V池）H身＝身＝＝5.760m 22πDπD（3）炉帽尺寸的确定。顶吹转炉一般用正口炉帽，其主要尺寸有炉帽倾角、炉口直径和炉帽高度。设计时，应考虑以下因素：确保其稳定性；便于兑铁水和加废钢；减少热损失；避免出钢时钢渣混出或从炉口流渣；减少喷溅。

1）炉帽倾角θ：倾角过小，炉帽内衬不稳定性增加，容易倒塌；过大时，出钢时容易钢渣混出和从炉口大量流渣。目前倾角多为60±3°，小炉子取上限，大炉子取下限，这是因为大炉子的炉口直径相对来说要小些。

2）炉口的直径d：一般来说，在满足兑铁水和废钢的前提下，应适当减小炉口直径，以利于减少热损失，减少空气进入炉内影响炉衬寿命和改善炉前操作条件。实践表明，取炉口直径为熔池直径的43～53％较为适宜。另外，从减少喷溅考虑，要求炉气从炉口排出的速度小于15m/s。

3）炉帽高度H

帽

：为了维护炉口的正常形状，防止因砖衬蚀损而使其迅速扩大，在

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炉口上部设有高度为H口＝300～400mm的直线断段。因此炉帽高度为

1 H帽＝（D?d）tgθ＋H口＝2.130m

2炉帽总容积为：

ππV帽＝（D?d）tgθ＋d2H口244 　＝0.262（H帽－H口）（D2＋Dd＋d2）?0.785d2H口＝14.60（4）出钢口尺寸的确定。出钢口内口一般都设在炉帽与炉身交界处，以便当转炉处于水平位置时其位置最低，可使钢水全部出净。出钢口的主要尺寸是其中心线的水平倾角和直径。

1）出钢口中心线水平倾角θ1：为了缩短出钢口长度，以利维修和减少钢液二次氧化及热损失，大型转炉的θ1趋向减少。国外不少转炉采用0°，但0°倾角使钢流对钢包内金属的冲击力变小。国内转炉多为45°以下。本设计取45°。

2）出钢口直径d出：出钢口直径决定着出钢时间，因此随炉子容量而异。出钢时间通常为2～8min。时间过短，即出钢口过大，难以控制下渣，且钢包内钢液静压力增长过快，脱氧产物不易上浮。时间过长，即出钢口太小，钢液容易二次氧化和吸气，散热也大。通常，d出可按下面经验式确定：

d出＝63＋1.75T　＝16.00　（cm）式中 T——转炉公称容量，t。

3) 炉容比（或体积比）的确定。炉容比系指转炉有效容积Vt与公称容量T之比值Vt/T（m3/t）。Vt系炉帽、炉身和熔池三个内腔容积之和。公称容量以转炉炉役期的平均出钢量来表示，这种表示法不受操作方法和浇注方法的影响。

确定炉容比时，应综合考虑以下因素：铁水比，铁水成分，冷却剂种类，供氧强度，喷枪孔数，基建投资等。通常，铁水比增加，铁水中Si、P、S含量高，用矿石作冷却剂，以及供氧强度提高时，为了减少喷溅或溢渣损失，提高金属收得率和操作稳定性，炉容比要相应增大。但过大的炉容比会使基建和设备投资增加。对于大型转炉，由于采用多孔喷枪，操作比较稳定，因此在其他条件相同的情况下，炉容比有所减少。转炉新砌炉衬的炉容比推荐值为0.90～0.95m3/t，大转炉取下限，小转炉取上限。本设计取0.90 m3/t。

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（6）高径比的核定。高径比系指转炉炉壳总高H总与炉壳外径D壳之比值。实际上，它只作为炉型设计的校核数据。因为通过上述计算，当炉膛内高H内和内径D确定之后，再根据所设计的炉衬和炉壳的厚度，高径比也就被定下来了。转炉高径比的推荐值为1.35～1.65。大炉子取下限，小炉子取上限。

3.2 氧气顶吹转炉炉衬设计

炉衬设计的主要任务是选择合适的炉衬材质，确定合理的炉衬组成和厚度，并根据相应的砖型和数量，以确保获得经济上的最佳炉龄。

（1）炉衬材质的选择。合理选用炉衬，特别是工作层的材质乃是提高炉龄的基础。目前常用的工作层衬砖有：沥青结合镁砖（沥青浸渍或不浸渍），含碳量为5～6％；烧成浸渍镁砖，含碳量为2％左右；焦油或沥青结合的白云石砖，含碳量约2％；沥青或树脂结合的白云石碳砖，含碳量为7～15％；沥青或树脂结合的镁碳砖（加入或不加防氧化及），含碳量通常为10～25％。

进入80年代以来，氧气转炉炉衬材质的最大变大是普遍推广使用镁碳砖，炉龄有明显提高。但由于镁碳砖成本较高，因此一般只将其用在诸如耳轴区、渣线等炉衬易损部位，即炉衬工作层采用均衡炉衬，综合砌炉。

（2）炉衬的组成和厚度的确定

通常炉衬由永久层、填充层和工作层组成。有些转炉则在永久层与炉壳钢板之间夹有一层石棉板绝热层。

永久层紧贴炉壳（无绝热层时），一般用焦油镁砂捣打而成，厚度约80～100mm。有些工厂则不作规定，一般只要达到找平的目的即可。本设计取90mm。该层的主要功能是减轻炉衬受热膨胀时对炉壳产生挤压和便于拆除工作层。也有的转炉不设填充层。

工作层系指与金属、熔渣和炉气接触的内层炉衬，工作条件相当恶劣。目前该层多用镁碳砖和焦油白云石砖综合砌筑。

炉帽可用二步煅烧镁砖，也可根据具体条件选用其它材质。 本设计中转炉各部位的炉衬厚度设计值如表所示： （3）砖型选择

选择砖型时应考虑以下一些原则：

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1）在可能条件下，尽量选用大砖，以提高筑炉速度，减少砖缝，减轻劳动强度； 2）力争砌筑过程中不打或少大砖，以提高砖的利用率和保证砖的质量；

3）对用小砖组合起来有困难或难以保证修筑质量的部位，如出钢口和炉底等，则选用异砖型；

4）尽量减少砖型种类。

3.3 氧气顶吹转炉炉体金属构件设计

转炉炉体金属构件由炉壳、炉体装置及倾动机构组成。其选型或设计是否合理，将直接影响到设备、操作安全性和转炉生产率。

（1）炉壳组成及结构型式。炉壳通常由炉帽、炉身和炉底三部分组成。炉帽制成截圆锥型。由于炉帽，特别是炉口部位受高温作用易变形，所以目前普遍采用水冷炉口。这样既提高了炉帽寿命，又能减少炉口粘渣。

水冷炉口有两种结构：其一是钢板焊成的水箱；其二是把蛇形钢管铸在铸铁的炉口圈内。前者制作方便，但容易烧穿；后者制作难度大，但使用安全。水冷炉口可用销钉与炉帽连接，或用卡板焊在炉帽上。

炉身制成圆柱型，它是整个炉子的承载部分，受力最大。

炉底有球型和截锥型两种。前者制作和内衬砌筑均较后者复杂，但强度优于后者，所以多用于大型转炉。

炉帽、炉身和炉底三段间的联结有以下几种方式。对于死炉帽活炉底的结构，炉帽与炉身是焊死的，炉身与炉底多用丁字形销钉和斜楔联结。这种结构适用于下修法。对于只能采用上修法的死炉底结构，炉底与炉身可以焊死；有时为了增加修炉的灵活性，也用可拆卸的小炉底结构。

（2）炉壳钢板材质与厚度的确定。转炉吹炼过程中，炉壳承受多种负荷的作用：有炉壳、炉衬自重和炉料重引起的静负荷；有兑铁水、加废钢时的冲击以及炉体旋转时的加速度或减速度产生的动力等引起的动负荷；还有炉衬热膨胀和炉壳本身温度分布不均匀引起的热负荷。受此种种负荷的影响，必然使炉壳产生相应的应力，以致引起不同程度的变形。实践表明，热应力在此起主导作用。所以设计时必须给予足够的重视。

就材质而言，力求选用抗蠕变强度高、焊接性能又好的材料。对于30t以上的转炉，

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各国多用耐高压的锅炉钢板制作炉壳，也有合金钢板的。国内用于制作炉壳的低合金高强度钢有16Mn、14MnNb等。

3.4 支承装置

支承装置承载着转炉炉体的全部重量。其主要部件有托圈，炉体与托圈的连接装置，耳轴及其轴承。

（1）托圈。托圈是转炉的重要承载和传动部件，通常是用钢板焊接成的且呈箱形断面的环形结构。两侧焊有铸钢的耳轴座，供装耳轴用。大型转炉的托圈直径较大，一般将其剖分成四段，运往现场组装。为增加托圈的刚度，中间焊有垂直筋板。

托圈的基本尺寸是断面尺寸，高宽比可按2.5～3.5选取。托圈与炉壳之间间隙宜适当留大，以改善炉身通风条件和适当留有扩容潜力，可以参照炉壳可能生产的最大变形量（为炉壳直径的3％）确定。

（2）炉壳与托圈的连接装置。连接装置的基本型式有两种。本设计采用支承托架夹持器。其结构是沿炉壳圆周固接若干组上、下托架，由它们夹住托圈的顶底面。支架数目通常为3～6组，装在同一水平上。

（3）耳轴及其轴承。炉体和托圈的全部载荷都通过耳轴，经轴承座传给地基；同时，倾动机构的倾动力矩又通过耳轴传给托圈和炉体。可见耳轴要受多种负荷的作用，因此应有足够的强度和刚度。耳轴材质一般为合金钢。本设计中采用的耳轴直径为850mm，耳轴采用重型双列向心球面滚子轴承。这种轴承的特点是能承受重载、自动调位和保持良好的润滑。耳轴与托圈的连接方式主要有三种，本设计采用静配合连接。

3.5 倾动机构

（1）冶炼工艺对倾动机构的要求。转炉在冶炼过程中要前后倾转，倾动角度为±360度，以满足兑铁水、加废钢、取样、测温、补炉、出渣、出钢等的需要。必要时，倾动速度也应是可调的。此外，倾动机构尚需与氧枪和烟罩升降机构联锁，且能适应载荷的变化和结构的变形。

（2）倾动机构主要参数的确定。倾动机构的主要参数有倾动速度、倾动力矩和耳轴位置。

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1）倾动速度：转炉的转速通常为0.15～1.5r/min，而倾动机构是低转速，故其减速比很大，约为800～1000。本设计采用两级调速：低速为0.2r/min，高速为0.8r/min。

2）倾动力矩：计算倾动力矩的目的是确定不同情况下的倾动力矩值和合理选择耳轴位置，以确保操作安全。

3）最佳耳轴位置的确定：从安全观点考虑，当用“全正力矩”来确定。若从经济效果出发，宜用“正负力矩等值”的原则。所谓最佳位置的确定，即应兼顾到安全性和经济性。

（3）倾动机构的类型。目前转炉倾动机构一般都采用电动机—齿轮传动方式。根据传动装置形式的不同，可将倾动机构分为三类：落地式、半悬挂式和悬挂式，本设计采用悬挂式。悬挂式是将整个传动装置全部悬挂在耳轴上。传动程序与半悬挂式基本相同。这种布置方式的优点是设备轻、结构紧凑、占地面积少。特别是末级减速机中采用了由数个小齿轮驱动同一大齿轮的多点啮合传动方式，使设备的运行安全可靠性大大提高。所以，一般情况下，宜采用这种传动装置。

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转炉炉型参数表

转炉炉型的设计 比例系数K 熔池直径D 熔池体积Vc 熔池深度h 炉容比Vt/T（m3/t） 炉帽倾角θ 炉口直径d 炉口直线段H口（m） 炉帽高度H帽 炉帽总容积V帽 转炉有效容积 炉身高度H身 出钢口倾角θ1 出钢口直径d出（cm） 填充层（mm） 转炉总高H总（m） 截锥体底部直径(m) 炉壳外径D壳(m) 转炉高径比 1.500 炉帽 4.070 18.330 炉身（加料侧） 1.931 0.900 炉身（出钢侧） 60.0 2.040 炉底 0.380 2.130 14.60 108.00 5.760 45 16.00 90 9.716 3.060 5.970 1.621 工作层厚度（mm） 炉体金属构件的设计 炉帽钢板厚度（mm） 炉身 钢板厚度（mm） 炉底钢板厚度（mm） 断面形状 断面高度（mm） 端面宽度（mm） 盖板厚度（mm） 腹板厚度（mm） 耳轴直径（mm） 耳轴中心到炉底的距离（mm） 55 60 55 箱式 1750 800 100 80 Φ850 4490 600 工作层厚度（mm） 永久层厚度（mm） 600 350 工作层厚度（mm） 永久层厚度（mm） 700 150 工作层厚度（mm） 永久层厚度（mm） 600 150 转炉炉衬的设计 永久层厚度（mm） 130 3.6 底部供气构件的设计

选用N2+Ar为底气气源。以透气砖为供气构件。

N2是惰性气体中唯一价格最低，是制氧的副产品，转炉生产厂最易获得的气体，用N2气作为底部搅拌气体时，无需采用冷却介质对供气元件进行保护，因而供气元件结构简单，对耐火材料的蚀损影响小，是目前采用最为广泛的气源，但使用不当会引起钢水增[N]，影响钢质。采用全程底吹N2时，即便使用较小的供N2强度，钢水也要增[N]30～ 50ppm，

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但实践表明吹炼前期和中期用N2极少有增[N]危险，因此只要在吹炼中后期的适当时刻以Ar气切换N2就不会增[N]。

Ar气是最为理想的搅拌气体，不仅可以保证搅拌效果，而且没有增加钢中有害气体的危险，但Ar资源来源有限，1000(标)m3/h制氧机仅产Ar25(标)m3，同时制Ar设备昂贵。制氧副产的Ar十分昂贵，应用又日益广泛，以致在复吹中非特殊要求不采用全程供Ar,一般只用作于后期搅拌，Ar耗量对钢的成本影响颇大。

N2—Ar切换时根据吹氧累计量控制，在吹炼中期当氧气累计量达到预定值时，进行切换。Ar－N2切换时一般按冶炼期分，当出钢完毕进入排渣状态时即进行切换。但是在出钢过程中，钢水面下降到使风口露出钢水时，就可以切换成N2，以节约用氩量。

复合吹炼的冶金效果有以下几点：

1)加速脱碳反应。由于底吹气体的搅拌作用，改善了钢渣反应，促进了碳的传递，降低了脱碳速度特性发生变化时的临界碳含量。复吹对低碳范围的脱碳反应有促进作用。因此，需修正吹炼终点动态控制中的有关系数。

2)降低渣中含铁，Δ(TFe)≈5～6％； 3)降低钢水中氧含量，Δ[O]≈200ppm； 4)提高钢水中锰含量20％；

5)节约合金，铝消耗量约降低0.2kg/t，锰铁消耗量约降低0.4kg/t； 6)减少石灰、白云石用量，约节约10％； 7)提高钢水收得率，约提高0.5％；

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第四章 氧枪的设计与计算

氧枪由喷头、枪身和尾部结构三部分组成。喷头常用紫铜材质，可由锻造紫铜经机械加工或用铸造方法制成。枪身由无缝钢管做成的三层套管组成。尾部结构应方便输氧管、进水和出水软管同氧枪体的连接，保证三层套管之间密封及冷却水道的间隙通畅，以及便于吊装氧枪。

主要根据可压缩流体理论进行氧气喷管参数的计算。目前对氧枪的氧气射流及其与熔池的互相作用的研究工作，主要是在常温下利用冷态模型进行的，因此，氧枪设计有的还要依赖实践经验。

4.1 喷头设计

喷头是氧枪的核心部分，其基本功能可以说是个能量转换器，它将管中氧气的高压力能转化为动能，并通过氧气射流完成对熔池的作用。而氧气射流的参数主要由喷头参数所决定。

（1）氧气顶吹转炉炼钢对喷头设计的主要要求是：

1）在一定的操作氧压和氧位的条件下，为吹炼提供所需供氧强度，使氧气射流获得较大的动能，以合适的穿透深度，对熔池搅拌同时又不致引起较大的喷溅。为此，要求正确设计工况氧压和喷孔的形状、尺寸，并要求氧气射流沿轴线的衰减应尽可能的慢。

2）在合适的枪位下，氧气射流在熔池面上要形成合理的反应区，保证熔池反应均匀，对炉衬浸蚀小而均匀。尤其对多孔喷枪，要求各股氧气射流达到熔池表面上时不要汇合能形成多个反应区。这要求氧气射流在熔池面上有合适的冲击直径。

3）氧枪喷头寿命要长，为此要求喷头的结构合理、简单，要求氧气射流沿氧枪轴线不出现负压区和强的湍流运动。

（2）喷头参数选择的原则：

1）氧流量或供氧强度。氧流量是指单位时间通过氧枪的氧量（Nm3/min或Nm3/h）。供氧强度是指单位时间每吨钢的供氧量，在转炉设计中常用单位时间转炉每公称吨位的供氧量（Nm3/t2min）。

氧流量是氧枪设计的重要参数。当出口马赫数和操作氧压选定后，喷头的喉口面积就

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取决于氧流量。氧流量计算式为：

每吨钢耗氧量?出钢量氧流量＝

吹氧时间吹氧时间一般约12～20min，小容量转炉取下限。每吨钢耗氧量，若用低磷铁水约为45～55Nm3/t左右，采用高磷铁水约为60～90Nm3/t，若用铁水预处理，则可选用低限值。

2）喷头的孔数。除小容量转炉外，现在转炉皆用多孔喷头，有3、4、5孔等。由于多孔喷头变集中供氧为分散供氧，增大了氧射流同熔池的冲击面积，取得了显著的吹炼效果。但是，与单孔喷头比较，多孔喷头氧射流衰减较快，吹炼枪位较低，从而对喷头的冷却要求更高，结构更复杂。本设计采用三孔喷头，喷孔拉瓦尔型。

3）喷头出口处马赫数（M）与设计工况氧压。设计工况又称理论计算氧压，它是指喷头进口处的氧气压强，它近似等于制止氧压P0（绝对压力）。因为氧气测压点一般在快速切断阀之前，从此处至喷头前还有压力损失，但又无法测量，因此，就难于保证设计工况氧压的精确度。

马赫数M是喷头设计的又一重要参数。M值与设计工况氧压P0和出口压力P的比值（P/P0）有确定的对应关系，而P值基本不变，因此，P0的选定实质上就是出口马赫数M的选定。随着M值的增大，喷头氧气射流出口速度V要提高，从提高转炉熔池的搅拌力出发，希望选用更高的M，然而P0也要相应提高。当M＞2以后，氧气射流出口速度V增加变慢，而P0提高很快，这在经济上也是不合适的。目前国内外氧枪喷头出口马赫数多选用2.0左右，在总管氧压允许条件下，也有的选用2.2～2.3。

当选好P0后，一般是将炉役期的最低操作氧压定为设计工况氧压来进行喷头设计的。根据试验数据表明，操作氧压低于设计工况氧压（负偏离）约10％，或不超过设计工况氧压（正偏离）的50％时，产生的激波或膨胀波不严重。

4）炉膛压力。喷头出口的环境压力对氧枪喷头来说是指炉膛压力，它与喷头出口压力的差异决定了氧气出口后的流态，所以，炉膛压力亦是喷头设计的重要参数之一。在吹炼过程中喷头周围的情况是复杂的（如泡沫渣形成前或后），炉膛压力也随之变化，其影响尚需专题讨论研究。另外，转炉容量不同，炉膛压力也稍有差异。根据实测数据，一般炉膛压力可选为0.009～0.1 02MPa。为了使氧气射流的展开和速度衰减变慢，一般应选取

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喷头出口压力等于炉膛压力。

5）喷孔夹角和喷孔间距。多孔喷头的喷孔夹角是指喷孔几何中心线和喷头中轴线之间的夹角（β角），它是多孔喷头设计的重要参数之一，氧气射流沿喷孔向外喷射过程中，多股射流之间发生相互吸引而使射流向中心偏移，每股射流在同熔池作用处的最大冲力点和喷头中轴线之间的距离成为冲击半径。冲击半径大小主要决定于喷孔夹角和枪位，同时也受马赫数、氧压、喷孔间距的影响。生产经验证明，冲击半径R冲和熔池半径R熔之比（成为循环比R比）是对转炉冶炼有重大影响的参数之一，因为它影响着熔池的循环运动。多孔喷头要求R比＝0.1～0.2，中小型转炉R比＝0.1～0.15。选择R比时还应参考熔池深度与熔池直径的比值大小，该比值大，则R比可小些，反之，则R比大些。随着喷头孔数的增加，喷孔夹角应增大。本设计中β取9°。

喷孔间距（d间）是指喷头喷孔出口处喷孔中心线与喷头中轴线之间的距离，它对射流之间的相互作用也产生很大的影响。其值大小通常用喷孔分散度m（它等于喷孔间距和喷孔出口直径之比d间/d出）表示。如果喷孔间距（分散度）过小，会增大氧射流之间的吸引程度。从降低喷孔之间的氧射流汇交趋势考虑，增大喷孔间距（分散度）同增大喷孔夹角是一致的。但是增大喷孔间距不会降低射流中心最大流速，而增大喷孔夹角则有降低射流中心最大流速的趋势。因此，喷头设计时原则上应尽可能增大喷孔间距（分散度），而不应轻易增大喷孔夹角，但增大喷孔间距又往往受到喷头尺寸的限制。根据三孔喷头的冷态测定表明，在喷头端面，当喷孔分散度m＝0.8～1.0时，不会对氧射流的速度衰减产生明显的影响。 本设计中取m＝1.0。

6）喷孔端面的形状。对于单孔喷头，其端面呈平面。对于多孔喷头由于每个喷孔同喷头中轴线呈一定夹角。如果整个喷头端面形状是平面，则每个喷孔出口端面将呈斜面形状，斜口超音速喷管射流流出的边界条件是不对称的，这时射流流态必然受到边界几何条件的影响，产生射流沿斜口管壁流动的复杂情况。因此，喷头端面应设计成与喷头轴线的垂直平面相交的夹角为β的圆锥面，而β角正相当于喷孔夹角。这样喷孔便成为正口拉瓦尔喷管。为了改善锥面受热情况，若喷头中心轴线处未设喷孔，可用一个垂直于喷头中心轴线的小平面替代尖锥顶较为合适。

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7）喷孔的形状。现在氧气顶吹转炉喷头基本上都用超音速的拉瓦尔喷头，它由收缩段、喉口和扩张段三部分组成。设计一个气动特性很好的超音速喷管需要进行大量的计算，而且喷管内形是一个复杂的曲面，其喉口又是收缩段和扩张段曲面相接的一个面，其长度趋近于零，因此，加工十分困难。

氧气喷孔主要作用是将压力能转化为动能，使获得的氧气射流对熔池有较大的冲击能力。因此，对喷管设计进行简化，使喷管成圆锥形，也便于加工制造。实践证明，可以满足冶炼要求。

圆锥形喷管的收缩段的半锥角可允许大到30°左右，收缩段入口处的直径一般希望大于喉口直径的二倍，若半锥角为30°时，则收缩段长度约相当于喉口直径的一倍。圆锥形喷管的喉口有一定的长度，其等截面长度应尽量短，一般取2～10mm。而且要求收缩段和扩张段与直线段呈圆滑连接，不要出现棱角。这种喷管加工容易，可确保喉口尺寸精确。

圆锥形喷管扩张段的半锥角一般4°～6°，根据喉口直径和出口直径，选定半锥角后便可算出扩张段长度。

8）喷管流量系数。喷管氧气流量的公式是根据等熵流理论导出的，但是，即使设计和加工都良好的氧枪喷管，也不可能实现等熵流。生产上所用氧枪喷管当氧流流过时必定有摩擦，不完全决热，因此，必然存在一定的偏差。通常用喷管流量系数CD表示实际流量和理论流量的偏差，即：

CD＝Q实/Q理

因此，喷管的实际氧气流量计算式应是：

Q＝17.64CDA喉P0T0 Nm3/min

对于加工一般的单孔喷头，CD＝0.95～0.96；三孔喷头的CD＝0.90～095。若喉口处出现棱角将显著降低喷管流量系数。

3）本次设计的是120t氧气顶吹转炉的氧枪喷头。

1）冶炼钢种以低碳钢为主，多数钢种C≤0.10％，根据铁水成分和所炼钢种进行物料平衡计算，取每吨钢铁料耗氧量为50m3，依国内转炉目前所达到的供氧强度和冶炼技术水平，吹氧时间取18min。

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2）计算氧气流量。当装入量为120t时氧气流量为：

Q?50?120?333.33Nm3/min 183）选定喷孔出口马赫数M=2.0，采用三孔喷头，喷孔拉瓦尔型，喷孔夹角9°。 4）计算设计工况氧压和喉口直径：查等熵流表，当M＝2.0时，P/P0＝0.1287，取P＝P膛＝0.099MPa代入，则设计工况氧压为：P0＝0.099/0.1287＝0.769MPa，

每孔氧流量：q?Q333.33??111.11Nm3/min 33取CD＝0.92，T0＝290K，P0＝0.769MPa=7.84kg/cm2，则喉口直径为：

q?17.64CD∴ d喉＝4.35cm

P0A喉T0，

5）确定喷孔出口直径：

π2π2根据M＝2.0，查等熵流表的：A出/A喉＝1.688，即d出＝1.688?d喉　

44则 d出＝1.688d喉＝1.688?43.5＝56.52mm

6）确定喷孔其它几何尺寸：取喷孔喉口的直线段长度为3mm。扩散段的半锥角取5度，则扩张段长度L为：

L?d出－d喉2tg5?＝56.52－43.5＝74.4mm

2?0.08749收缩段的直径以能使整个喷头布置得下三个喷孔为原则，尽可能采取收缩孔大一些。为此，取收缩段进口尺寸d收＝38mm，其收缩段长度L收＝0.8d收＝ 0.8340≈30.00mm。收缩段半锥角θ锥为：

θ锥＝tg?1d收?d喉2L收＝10.26?

喉口直线段两端以光滑圆弧与两个圆锥相切。

4.2 氧枪水冷系统

氧枪枪身尺寸的确定（以上面120t转炉为例）：氧枪枪身由三层同心无缝钢管组成，

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