共查询到16条相似文献,搜索用时 203 毫秒
1.
2.
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
3.
4.
5.
研究了300t顶底复吹转炉1:10几何相似比的水模型顶枪枪位(150~230mm)和流量(44~48m3/h)对钢液混匀时间的影响。模拟结果得出,最佳枪位为170mm,最佳流量为45m3/h。钢厂300t顶底复吹转炉应用结果表明,顶吹流量60000m3/h和底吹流量1000m3/h时,当顶枪枪位由1900mm改进为1700mm时,碳氧积平均值由原来的27.94降为23.49,提高了转炉内熔池的搅拌效果,吹炼时间由原15.8min降低至15.5min,降低了生产成本。 相似文献
6.
针对某5机5流圆坯连铸机存在多炉连浇时铸坯质量不稳定,尤其是换包过程中氧化性的引流砂不断污染钢水、影响钢液洁净度的问题,以5流中间包为研究对象,分别通过热力学计算和水模拟试验研究了引流砂对钢液质量的影响,提出了改善引流砂流动行为的优化方案。结果表明:开浇过程引流砂会导致钢液氧含量的增加,降低钢液的洁净度;非稳态浇铸过程中,引流砂进入钢液内部发生卷渣,其去除率与长水口插入深度、钢包流量以及中间包液面有关,当大包流量为3 m3/h,长水口浸入深度为160 mm,中包液面为400 mm时,引流砂去除率最高为94%;优化后的控流装置方案改善了引流砂的流动行为,其去除率最大达到了99.5%,且稳态浇铸时,各流响应时间和平均停留时间散度较小,各流一致性提高,有利于均匀钢水的成分和温度。 相似文献
7.
通过重钢85 t复吹转炉1∶8的水模型,试验研究了顶枪枪位、底吹流量对转炉熔池混匀时间、炉口喷溅量、冲击深度和液面扰动的影响。实验表明,模型获得最大搅拌能的顶枪枪位为50~100 mm;枪位在90~110 mm时,由射流冲击引起的物理喷溅量达到最大值。建立了重钢85 t转炉复吹工艺参数:冶炼前期顶枪枪位为1600~1760 mm,底吹流量240~350 m3/h;中期两参数分别为1100~1300 mm和160~200 m3/h,后期两参数分别为1040~1120 mm和200~350 m3/h。 相似文献
8.
通过几何相似比1:3的水模型对钢厂4流410 mm × 530 mm大方坯连铸机的不同结构的40~50t中间包进行流场、温度场以及流动特征的研究,并得出最佳控流装置。研究结果表明,为满足4流大方坯中间包对流场的要求,有通道式感应加热装置的中间包与无通道式感应加热装置的中间包优化出的最佳控流装置不同。对于无通道式感应加热装置的中间包,采用最佳方案(湍流控制器+带导流孔的"V"型挡渣墙+挡坝组合的控流方式),延长了近流水口响应时间及平均停留时间,各水口钢液的流动模式趋于一致,中间包内钢液的流动特征得到明显改善。生产40Cr钢实践表明,可连浇8炉,各水口最大温差为4℃,中间包钢液中T[O]约为10×10-6。 相似文献
9.
基于相似原理,建立几何相似比1:7水模型研究了145t RH真空精炼装置内钢液循环流动行为,研究了提升气量(60~140 m3/h) 、浸渍管浸渍深度(400~600 mm) 、真空室液面高度(426~526 mm)对钢水循环流量和混匀时间的影响。结果表明,循环流量随提升气量增加而增大且呈近似线性关系,混匀时间随提升气量增加而呈非线性减小;500 mm的浸渍管浸渍深度和526 mm的真空室液面高度下均出现较理想的循环流量;130 m3/h提升气量、600 mm浸渍管浸渍深度和526 mm真空室液面高度可获得最佳循环流动特性。 相似文献
10.
冲击区通常是连铸中间包内部湍流强度最大的区域,最易发生卷渣和二次氧化,是设计和优化中间包流场的重点。采用物理和数值模拟相结合的方法对比研究了不同长水口、稳流器及其组合对冲击区流动特征的影响规律。结果表明,所构建的中间包流动模型对比验证结果较好;与直筒型长水口相比,喇叭型长水口较大的内径具有较好的降低流股速度的效应,出口速度降低近一半,冲击区最大湍动能从0.019 8 m2/s2降低到0.005 4 m2/s2。稳流器则会增强冲击区主流股区域的湍动能,改变流体运动方向,并通过能量耗散降低流体到达液面的流速。稳流器与喇叭型水口的组合方案可以有效结合长水口的降速效应和稳流器的耗散效应,冲击区液面最大流速降至0.036 m/s,死区比例也降低明显。 相似文献
11.
12.
分析了产生冷轧板卷夹渣类缺陷的连铸工序因素。结果表明,150 t转炉-吹氩站-LF-CAS或RH-(900~1 020) mm×210 mm连铸流程生产低碳铝镇静钢时,水口插入深度130~155 mm时热轧板缺陷指数远低于水口插入深度125 mm和160 mm时缺陷指数;浇铸时钢包水口自开和烧氧打开钢中平均总氧含量T[O]分别为15×10-6和25×10-6;通过下渣检验仪控制钢包至中间包的下渣量,热轧夹渣类缺陷指数显著降低。通过控制中间包钢水量,改进中间包水口结构;优化浸入式水口插入深度,提高钢包自开率和下渣检测使用率,采用低钠结晶器保护渣,使热轧板夹渣翘皮指数由原先的3.45降到0.73。 相似文献
13.
14.
以钢厂三流不对称GCr15钢320 mm×480 mm方坯连铸35 t中间包为研究原型,采用1:3水模型试验和数值模拟相结合的方法研究不同控流装置对中间包内流场的影响,优化中间包内流场,并得到最优的导流墙结构。结果表明,原型中间包各水口滞止时间很小,死区比例达到39.68%;增加优化后的Y型导流墙后,滞止时间增大了29.51 s,死区比例减小了15.54%,且各水口一致性较好。通过GCr15轴承钢现场试验发现,中间包优化后钢水T[O]由优化前的19.3×10-6~26.3×10-6平均值22.7×10-6降低至9.5×10-6~17.2×10-6,平均12.3×10-6;铸坯中夹杂物由12.0~15.3个/mm2降低到6.8~8.4个/mm2,>1.25μm夹杂物明显降低。 相似文献
15.
两炉次无取向硅钢XG800WR(/%:0.003~0.004C、0.71~0.75Si、0.32~0.33Mn、0.004~0.007S、0.016P)的炼钢流程为铁水预处理(KR)-210 t顶底复吹转炉-钢包吹氩-RH脱碳精炼-230 mm×1220 mm板坯连铸。53 t中间包钢水过热度为25~30℃,钢包到中间包采用长水口全程吹氩保护浇铸,中间包至结晶器采用浸入式水口浇铸。结果表明,在RH、中间包、结晶器过程中钢中总氧以及夹杂物数量和尺寸均明显降低;但在钢包到中间包过程T[O]、[N]和钢中夹杂物数量增加,说明长水口浇铸过程存在二次氧化。连铸坯中T[O]、[N]平均他分别为11×10-6和30×10-6,显微夹杂物数量平均为4个/mm~2。铸坯中的显微夹杂物主要为3~5 μm的AIN,同时存在少量的MnS、Al2O3·AIN和Al2O3·MgO·MnS。 相似文献
16.
26CrMoNbTiB钢由45 t EAF-LF(VD)-Φ80~180mm管坯HCC流程冶炼。该钢各工序的洁净度试验结果表明,LF-VD后钢中氧含量为(8~18)×10-6,平均夹杂物数量最低为2.31个/mm2,连铸坯平均夹杂物数量为3.66个/mm2,≥50μm大型夹杂物平均含量为4.08 mg/10 kg。加强钢包到中间包长水口的密封保护和采用钢包下渣检测装置,提高中间包容量和采用挡渣墙是进一步提高铸坯洁净度的关键工艺措施。 相似文献