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为研究钢包的双孔底吹气量对钢包混匀时间、波高及卷渣和渣眼形成的影响,优化底吹工艺,以国内某厂 150 t 钢包为原型建立了钢包物理模型,模拟现场底吹工艺,综合混匀时间、波高及卷渣和渣眼的变化规律分析得到较优底吹气量。 结果表明,底吹气量越大,混匀时间越短,当底吹气量从 0.6 m3/h 增加至 1.2 m3/h 时,混匀时间大幅度缩短,瞬时波高及波动较小,之后随底吹气量的增大,混匀时间减少,速率变缓慢,而波高大幅度增长;临界渣眼的底吹气量和临界卷渣底吹气量不同,随着底吹气量增大,渣眼面积和卷渣深度均变大。 综合分析表明,实际底吹气量选择1.2 m3/h 较为合适,在波高、渣眼面积、卷渣增加不明显的情况下,大幅度缩短了混匀时间。 相似文献
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采用几何相似比1:3水模型,对250 t钢包底吹氩位置优化进行模拟试验,用电导法测定了单孔喷吹、双孔夹角90°和180°对称喷吹在至钢包中心不同距离处(0.37~0.61 R)采用不同吹气量(5~25 m3/h)时钢水的混匀时间。试验结果表明,单孔底吹氩,吹孔距钢包底部中心0.61 R(R为钢包底部半径)时混匀时间最短;双孔喷吹对称分布的混匀时间比单孔喷吹的混匀时间短;当双孔喷嘴0.61 R对称分布时,混匀时间最短,死区最小,且双孔喷嘴间距由0.37 R增至0.61 R时混匀时间明显减小。 相似文献
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以钢厂100 t钢包为原型,根据相似原理模型与原型1:3.5的比例建立水模型。试验了对应实际吹气量31~237 L/min不同位置单喷嘴和双喷嘴吹气对卷渣情况的影响,发现原吹气孔位置(距钢包中心约0.45R)单喷嘴、距钢包中心0.6R位置单喷嘴、原吹气孔位置(约0.45R)双喷嘴和距中心0.6R位置双喷嘴吹气临界卷渣气量分别为113、93、31、82 L/min,因此实际精炼时软吹采用单喷嘴吹气,合金化阶段用双喷嘴吹气为宜。回归分析得出,单喷嘴吹气时裸露区直径D(/mm)与底吹气量Q/(L·min-1)的关系式D=43.333Q+47.5(0.6
相似文献
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以150 t钢包为原型,采用几何相似比1:7的水模型,研究插入钢包的浸渍圆筒直径(50~130 mm) , 插入深度(30~150 mm)和底吹气体流量(0.03~0.48 m3/h)对钢液混匀时间和液面振幅的影响。结果表明,随浸渍圆筒直径和插入深度的增加,液面振幅减小;随底吹气量增加,液面振幅增大;不插入浸渍圆筒时不发生卷渣的临界底吹气量为0.09 m~3/h,混匀时间为10 s;插入直径130 mm、深度90 mm的浸渍圆筒时,不发生卷渣的临界底吹气量为0.30 m3/h,最短混匀时间为4 s。实验数据回归分析得出150 t钢包内钢液均混时间-t’与底吹气量-Q’、浸渍圆筒直径-d’和插入深度h’的关系为t’=2.69+0.017 9 d’+0.011 2h’-0.425 Q’。 相似文献
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以一种150t椭圆形钢包为原型建立1:4的钢包水模型,在相似原理基础上,以氮气模拟现场用氩气进行底吹,以水模拟钢液,进行水模型实验.分析了底吹气孔位置、吹气量对钢液混匀及流动的影响.结果表明:原型方案两吹气孔位置距离近,相互干扰性强,动能耗散大,影响钢液搅拌效果.底吹气量存在临界值(327.6L·h-1),超过临界值后气量增加的动能主要消耗在鼓动液面和吹开渣面上,对钢液混匀的效果较小.优化后两底吹气孔分别位于长轴0.6R处,呈180°分布,优化后钢液混匀时间整体下降,相同吹气量下混匀效果更好.采用优化后方案,相同吹气量下钢液面裸露面积大大降低,减少了钢液二次氧化,钙处理过程全氧从58×10-6降低到47×10-6,软吹过程平均增N量<3×10-6. 相似文献
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通过建立相似比为1∶3钢包物理模型及与原型相同孔隙率的透气砖模型,研究不锈钢偏心吹氩工艺;对钢液混匀时间、钢液面流速及渣眼等软吹工艺参数进行优化。试验结果表明,钢液混匀底吹气量在103.1 L/h(现场流量2.1 m3/h)以上时,混匀时间比达到50%以上。钢液表面流速表明在液面隆起边缘处(渣眼边缘)容易发生卷渣。渣眼直径受到吹气孔位置影响,底吹气孔越靠近钢包包壁,渣眼直径越小。距圆心1/2R及2/3R处进行软吹搅拌,可保证渣眼面积比分别小于12.4%及10.5%。优化后的钢包流场可以有效减少静吹氩过程中产生的二次氧化现象。 相似文献
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针对CAS精炼过程中罩外有大量气泡溢出的问题,在相似性原理的基础上建立了CAS钢包的水模型.研究了CAS精炼过程中底吹气量、浸渍罩插入深度和不同底吹位置对钢包混匀时间的影响.实验发现:浸渍罩的中心与底吹气孔的中心同轴时,能有效地防止罩外气泡溢出.对于300 t钢包,底吹方案优化后,底吹位置选在距钢包中心0.3r~0.4r(r为钢包底部半径),精炼时底吹气量为600 L·min-1,排渣时底吹气量选在500 L·min-1左右,浸渍罩浸入深度选为180~225 mm.工业试验表明,优化后的底吹方案有效地解决了罩外气泡溢出的问题,并且提高了LCAK钢液的洁净度和可浇注性. 相似文献
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根据180 t转炉的实际生产情况,以修正的Froude准数为相似准数,建立几何相似比10 : 1水模型,进 行了四孔对称单纯底吹试验,并在最佳的底吹工艺参数下(底吹最佳位置为喷嘴所在同心圆直径:转炉熔池直径= 0. 3处;最佳流量为0. 7 m3/h,均混时间18. 2 s),通过改变顶吹氧枪的气体流量和吹炼枪位进行了顶底复吹转炉射 流与熔池作用的试验。结果表明,在底吹条件下,增加顶吹工艺(最佳枪位150 mm,最佳流量39 m3/h),熔池平均 的均混时间减少了 5.6 s, 180 t转炉顶底复吹可显著提高经济效益。 相似文献
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针对钢厂150 t双孔底吹氩钢包,根据相似原理建立几何比例为1:5的水力学模型,得出对应实际氩流量260~600 L/min时原型钢包及优化后钢包的液面裸露面积及渣钢卷混情况的变化规律和临界卷渣气量。研究结果表明,原型方案下两透气砖分别位于距钢包中心0.64 R和0.76 R处,两孔成90°(0.64 R+0.76 R,90°),临界卷渣气量为550 L/min;对于两个优化方案,双孔分别位于1/3 R和0.64 R,两孔成180°(1/3 R+0.64 R,180°)以及双孔位于0.5 R圆周上,两孔成135°(0.5 R+0.5 R,135°),临界卷渣气量分别为550 L/min与600 L/min。 相似文献
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通过建立的6:10几何相似比的模拟180mm×700 mm板坯结晶器的水模型(108 mm×420mm),使用数字图像处理技术,分析了水量2.54~3.16 m3/h,气量0.037~0.110 m3/h,滑板开口度51%~100%,水口浸入深度78~108 mm等参数对水口吹氩板坯结晶器水模型内宽面含气率分布的影响。结果表明,当水量3.16 m3/h(相当于原型1.50m3/h),气量0.037 m3/h(原型0.120 m3/h),水口底部形状为凹形,滑板开口度51%,水口浸入深度78 mm(原型130 mm)时,水模型内气泡分布相对均匀,有利于流场的改善和夹杂的上浮去除。180 mm×700mm铸坯的生产性试验表明,采用优化的参数生产的超低碳钢连铸坯中≥30μm的夹杂物量和夹杂物总量均显著降低。 相似文献
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采用几何相似比1∶10水模型对180 t顶底复吹转炉内射流与熔池相互作用进行模拟试验,研究了在最佳枪位(150 mm)时氧气流量(38~42 m3/h)对均混时间的影响以及最佳顶枪流量(39 m3/h)下聚合射流氧枪枪位(40~150 mm)对均混时间的影响。结果表明,聚合射流氧枪对熔池的搅拌效果完全能达到顶底复吹的搅拌效果,如能在转炉冶炼工艺中应用,可取消底吹系统,简化转炉设备,提高转炉炉龄。 相似文献
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通过建立的几何模型,利用Fluent软件对出钢量110 t顶底复吹转炉氧枪喷头参数(夹角12°~13°,孔数4,流量22000~24000 m3/h)对射流影响进行三维数值模拟,在1.1~1.4 m枪位,喷孔夹角12.5°的4孔氧枪可保持射流半径适中和较高的射流速度。钢厂冶炼45钢,Q235和HRB400钢的应用实践表明,采用12.5°喷头喷孔夹角,93炉次22000 m3/h氧气流量时110 t钢水的平均冶炼时间为14.8 min,终点碳符合冶炼钢种要求,终点[P]0.010%~0.030%,脱磷率≥96%。 相似文献
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采用几何相似比1:1的水模型对100 kg中频感应炉底吹氧的工艺参数(底吹流量0.2~0.56 m3/h,熔池高度120~330 mm)和流场进行模拟试验。结果表明,底吹熔池内形成的气相流速度在竖直方向上变化不明显,而在水平方向上存在较大梯度;随熔池高度和底吹流量的增加,气相流速度梯度变大,竖直气-液两相流变为倾斜向上运动;在熔池高度H小于240 mm、气体流量Q小于0.56 m3/h时,混匀时间分别随熔池高度和底吹流量的增加而减小,超过这一范围后混匀时间变化不明显。 相似文献