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通过利用Fluent流体软件及标准κ-ε方程模型,研究氧气压力(11.46×105Pa和6.88×105 Pa)及氧枪位置(1.2~1.5 m)对钢厂100 t顶吹转炉氧枪射流特性及钢液表面冲击的影响。结果表明,随氧气压力的增大,氧气在转炉内高速区范围变大,射流核心段长度变长,且气流的压能增加;氧气压力为11.46×105Pa时,当枪位由1.2 m提到1.5 m时,钢液表面氧气流最大冲击速度由240 m/s降低至194 m/s,高速区面积减少,钢液凹坑深度由0.37~0.43 m降至0.30~0.36 m,同时凹坑最大直径由0.70~0.80 m增至0.80~0.95 m。 相似文献
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本文通过对平炉顶吹高焊缝喷头氧枪和低焊缝喷头氧抢的对比试验结果的分析,论述了氧枪的损坏机理和原因,指出从喷头结构上提高外焊缝高度的必要性,提出了提高氧枪使用寿命的有效途径。 相似文献
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本研究利用Fluent软件对南钢110 t转炉顶吹氧枪喷头参数对超音速射流流场分布特性影响进行三维数值模拟,并将研究结果应用到南钢110 t转炉常规冶炼过程。研究结果表明,13.5°四孔氧枪在1.7 m处(理论枪位)保持较高的射流速度,且射流有效冲击半径最大。即13.5°四孔氧枪可有效提高氧气与熔池的接触面积,提高氧气利用效率。基于412炉次冶炼数据结果发现,相比于原氧枪,在采用设计流量为24 000 m3/h,喷孔夹角13.5°的优化后氧枪时,在相同冶炼条件下,110 t钢水的平均冶炼时间及终点碳氧积分别减小1.5 min及0.000 3,熔池脱磷率提高4.1%,终渣TFe含量下降1.7%。 相似文献
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通过计算机数值模拟与水模拟实验模拟钢包底搅拌情况,研究单吹氩钢包的不同吹气流量、不同吹气位置(0R、0.56R、0.62R、0.67R)与钢包混匀时间、渣眼的相互关系,以达到提升氩气搅拌效率的目的。研究表明,钢包混匀时间随透气砖偏心距的增加而减小,当透气砖位于0.62R~0.67R时,搅拌效果最优;当氩气流量由70 L/h增加至130 L/h时,混匀时间随吹气量的增加而明显减小,当流量超过130 L/h时搅拌效果趋于平稳,对混匀时间影响不大;渣眼面积随偏心距的增加而增大,在喷嘴位置靠近壁面时较大;壁面剪切力随偏心距的增加逐渐向靠近喷嘴一侧壁面的上方集中(即对壁面冲刷最严重的位置),平均壁面剪切力随偏心距的增加呈指数形式增大。 相似文献
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对钢厂100 t RH将原天然气烘烤改为顶吹氧去除真空室内壁冷钢工艺改造进行了研究。对5.5~7.5m氧枪位置及750~1300m3/h氧气流量下的速度场进行了数值模拟,根据计算确定了在枪位为5.5~6.5m,氧气流量为900~1200m3/h时RH顶吹氧去除冷钢是可行的。工业生产应用结果表明,采用该顶吹氧去除冷钢工艺,明显提高了RH的连续处理能力,RH月处理能力由不到28.5%提高到36.0%左右,单月RH处理能力最高比例达到48.8%。 相似文献
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利用Fluent软件对100t转炉超音速氧枪射流流场的速度进行模拟,模拟了普通超音速氧枪的炼钢氧气和钢液两相流动,包括氧气射流对钢水熔池的冲击面积和冲击深度,对实际炼钢生产有重要的指导意义。 相似文献
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文章采用数值模拟软件Fluent,建立了一个四孔聚合射流氧枪顶吹转炉的三维模型,通过改变氧枪枪位和氧枪喷孔夹角,对转炉炼钢条件下的聚合射流与熔池的相互作用进行了模拟与分析。结果表明:在相同操作条件下,随着氧枪枪位的提高,射流对熔池的冲击直径由1.93 m增大到2.30 m、冲击深度由0.48 m降低到0.32 m,同时低枪位时射流对熔池的冲击动能大;在同一喷吹枪位下,随着氧枪喷孔夹角的增大,射流对转炉熔池的冲击直径由1.41 m增加到2.14 m、冲击深度由0.60 m降低到0.48 m。 相似文献
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为满足用户对钢中磷含量的要求,攀钢采用“双渣法”转炉脱磷工艺开展脱磷试验,并根据生产条件和转炉工艺特点考察转炉脱磷专用氧枪的实际使用效果。试验中,转炉工艺冶炼前期低温脱磷,后期脱碳升温,吹炼前期采用低供氧强度脱磷喷枪,倒渣时切换为常规吹炼喷枪。在吹炼脱磷前期结束扒渣后,熔池中的w([P])下降至0040%以下,脱磷率为47.9%。在试验终点钢水中的w([P])均在0.010%以下,波动范围在0.006%~0.010%,w([P])的平均值是0.0081%。终点脱磷率波动范围是84.4%~92%,平均值是88.3%。 相似文献
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利用副枪在吹炼过程取样测温的方法研究本钢转炉脱磷的工艺特点。根据脱磷的工艺特点,针对不同的铁水条件,我们通过优化工艺操作,达到稳定、有效的脱磷,满足钢种要求。 相似文献
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介绍20t转炉扩容后采用四孔氧枪对吹炼过程、终点控制的影响及收到的效益。 相似文献