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基于底吹氬氣模型的LF 爐鋼包底吹氬孔布置優(yōu)化

放大字體  縮小字體 發(fā)布日期:2018-05-16  作者:史志強(qiáng)1,崔小勇1,初仁生2,王衛(wèi)華2  瀏覽次數(shù):1386
 
核心提示:摘要: 針對(duì)首秦公司LF 爐由于氬氣底吹位置布置不合理,造成LF 爐精煉過程氬氣流量無法實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)控制的問題,利用FLUENT 分析軟件,建立了鋼包底吹氬氣模型,優(yōu)化吹氬孔的位置。研究結(jié)果表明,吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm ,吹氬孔夾角由90°增大到122. 4°,混勻時(shí)間減少126s,兩相區(qū)流體動(dòng)能增大,有利于能量的充分利用,加快粉劑的擴(kuò)散和夾雜物的上浮。
 基于底吹氬氣模型的LF 爐鋼包底吹氬孔布置優(yōu)化

史志強(qiáng)1,崔小勇1,初仁生2,王衛(wèi)華2

( 1. 秦皇島首秦金屬材料有限公司,河北秦皇島066326; 2. 首鋼技術(shù)研究院,北京100041 )

摘要: 針對(duì)首秦公司LF 爐由于氬氣底吹位置布置不合理,造成LF 爐精煉過程氬氣流量無法實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)控制的問題,利用FLUENT 分析軟件,建立了鋼包底吹氬氣模型,優(yōu)化吹氬孔的位置。研究結(jié)果表明,吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm ,吹氬孔夾角由90°增大到122. 4°,混勻時(shí)間減少126s,兩相區(qū)流體動(dòng)能增大,有利于能量的充分利用,加快粉劑的擴(kuò)散和夾雜物的上浮。

關(guān)鍵詞: 底吹氬氣模型; LF 爐; 鋼包; 吹氬孔; 優(yōu)化

0 引言

長(zhǎng)期以來,首秦公司LF 爐氬氣流量始終無法實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)控制,LF 爐主要存在如下問題: ( 1) 鋼包底吹與下料口位置不完全匹配,在鋼包雙底吹全吹開情況下,3# LF 爐下料過程中易形成渣團(tuán),同時(shí)西南側(cè)有較大面積死區(qū),鋼包爐整體化渣較為困難,在鋼包雙底吹、只有單個(gè)吹開情況下,1#、2# LF 爐也會(huì)形成團(tuán)渣; ( 2) 鋼包底吹與電極位置不完全匹配,1#、2# LF 爐鋼包底吹位置處在A、C 相電極正下方,升溫過程中翻涌的熔渣容易對(duì)電極形成沖涮造成電極易斷,同時(shí)加大電流的波動(dòng)和鋼渣噴濺[1]

綜合考慮3 座LF 爐底吹位置與下料口位置、電極位置的相應(yīng)關(guān)系,同時(shí)滿足3 座LF 爐化渣快的要求。采用數(shù)值模擬建立了鋼包底吹模型,并進(jìn)行了底吹優(yōu)化和改造[2-4],以提高加熱效率和精煉效果。

1 數(shù)學(xué)模型的建立

LF 精煉爐底吹氬氣攪拌,其操作關(guān)鍵是在最佳底吹位置及氬氣流量下達(dá)到最短的混合時(shí)間、最大的外加合金利用率以及最佳的夾雜物去除效果。為準(zhǔn)確確定這些參數(shù),必須深入了解爐內(nèi)鋼液的速度分布及湍流特性分布。首秦公司3 座LF 爐鋼包底吹和下料口位置見圖1。

圖片1 

本計(jì)算采用通用流體軟件FLUENT,將原型和各改造方案的LF 爐,進(jìn)行數(shù)學(xué)模型的建立,并對(duì)其進(jìn)行有限體積網(wǎng)格劃分。采用Eula 多相流模型和k- ε 湍流模型來模擬鋼液和氬氣的流動(dòng)過程。鋼包內(nèi)鋼水流動(dòng)視為不可壓縮流,將鋼液內(nèi)的流體處理為均相介質(zhì),鋼液的循環(huán)流動(dòng)主要驅(qū)動(dòng)力為氣泡的浮力,忽略鋼液渣層[5]。鋼包底吹幾何模型如圖2 所示,模型計(jì)算用參數(shù)及鋼水/氬氣物性參數(shù)見表1。

圖片2 

1. 1 第一階段( 吹氬口位置的優(yōu)化)

分別對(duì)原鋼包和改進(jìn)吹氬位置后的鋼包進(jìn)行流體計(jì)算,共有9 個(gè)方案。

( 1) 3 個(gè)原包的吹氬孔中心坐標(biāo)( - 300 mm,300 mm) 和( 300 mm,300 mm) 。3 個(gè)鋼包的下料口位置,1 # 鋼包下料口的中心坐標(biāo)( 953 mm,550mm) ; 2#鋼包下料口的中心坐標(biāo)( - 1 031 mm,595mm) ; 3#鋼包原包下料口的中心坐標(biāo)( 1 031 mm,- 595 mm) 。

( 2) 3 個(gè)鋼包吹氬孔分別外移1 塊磚,吹氬孔中心坐標(biāo)( - 423 mm,423 mm) 和( 423 mm,423mm) ; 1#和2#鋼包下料口位置不變,3#鋼包下料口位置坐標(biāo)改為( 1 031 mm,595 mm) 。

( 3) 3 個(gè)鋼包吹氬孔分別外移2 塊磚,吹氬孔中心坐標(biāo)( - 503 mm,503 mm) 和( 503 mm,503mm) ) ; 3 個(gè)鋼包下料口位置同( 2) 。

1. 2 第二階段( 吹氬口夾角的優(yōu)化)

通過第一階段鋼包吹氬位置的優(yōu)化,得到2 個(gè)吹氬口夾角90°時(shí)、吹氬口距鋼包中心的最佳半徑。保持該半徑不變,改變2 個(gè)吹氣孔的夾角,找到吹氬孔的最佳夾角。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2. 1 吹氬孔位置的優(yōu)化

( 1) 原鋼包

圖3 為原鋼包流場(chǎng)模擬結(jié)果。由圖3( a) 、( c)可以看出,氬氣從鋼包底部吹入鋼包,氣柱沿近似于直線的軌跡向上,直到從鋼液面溢出。氣液兩相區(qū)呈一定的角度展開,其直徑按一定的斜率逐漸增大。這是由于氬氣對(duì)鋼液具有不斷卷吸作用,使得流股直徑隨垂直距離的增大而增大,氣液兩相流股可以近似看成呈錐形擴(kuò)張。從圖3 ( b) 、( d) 可以發(fā)現(xiàn),鋼液圍繞氣柱周圍形成速度梯度,靠近氣柱的鋼液速度較大,遠(yuǎn)離氣柱的鋼液速度較小,2個(gè)氣柱間的鋼液由于相互碰撞運(yùn)行方向向下,并且運(yùn)行動(dòng)能相互抵制,速度相對(duì)較小; 靠近壁面的鋼液運(yùn)行方向向下,形成環(huán)流,速度相對(duì)較大。

圖片3 

圖4 為模擬不同工況下LF 爐鋼液速度矢量圖。由圖4 可知,原鋼包由于2 個(gè)吹氣孔相距較近,2個(gè)氣柱之間的鋼液沒有空間發(fā)展成環(huán)流,不利于夾雜物的去除。靠近壁面處的環(huán)流區(qū)較大,鋼液流速相對(duì)較小。優(yōu)化后,2 個(gè)氣柱間的鋼液形成了2 個(gè)小環(huán)流,并相互吸引而融合為1 個(gè)大的兩相區(qū),從而有利于能量的充分利用。在大氣量底吹時(shí)能有效減少鋼包內(nèi)死區(qū)面積,小氣量軟吹時(shí)鋼包內(nèi)有效碰撞可促進(jìn)小顆粒夾雜物相互粘結(jié)而長(zhǎng)大,從而更易上浮去除。靠近壁面處的環(huán)流區(qū)相對(duì)原鋼包較小,鋼液流速相對(duì)較大。

圖片4 

為了定量化地比較各吹氬位置對(duì)鋼包化渣的影響,本研究采用加示蹤劑的方法,對(duì)鋼包內(nèi)能夠代表各典型位置的10 個(gè)點(diǎn)進(jìn)行監(jiān)測(cè),監(jiān)測(cè)其示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)。當(dāng)10 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差< 10 -5 時(shí),可以認(rèn)為加入料混合均勻,該時(shí)刻即為混勻時(shí)間。比較各吹氬位置的混勻時(shí)間,即可找到最佳吹氬位置。圖5 為各吹氬位置下,1#LF 爐10 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)濃度隨時(shí)間的變化曲線。

圖片5 

從圖5 可以看出,原鋼包的加入料混勻時(shí)間較長(zhǎng),為350 s,優(yōu)化后加入料的混勻時(shí)間均有不同程度的縮短,外移1 塊磚為324 s、外移2 塊磚時(shí)間最短,為284 s。與原鋼包相比,混勻時(shí)間分別縮短26s 和66 s,即吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm,吹氬效果最好。

2. 2 吹氬孔夾角的優(yōu)化

目前LF 爐2 個(gè)吹氬孔夾角均為90°,本計(jì)算考察吹氬孔在不同夾角的情況下,加入料在鋼包內(nèi)的混勻時(shí)間。通過查閱文獻(xiàn)可知[6]: 雙吹時(shí),噴孔夾角一般設(shè)置在45° ~ 180°范圍內(nèi)。而45°夾角在大氣量下可能造成卷渣; 180°夾角的對(duì)流強(qiáng)度小,減少了夾雜物碰撞,不利于夾雜物結(jié)合長(zhǎng)大上浮,所以這2個(gè)夾角都不做考慮。

分析吹氬孔的計(jì)算結(jié)果可知,吹氬孔在原位置處( 單孔與Y 軸夾角為45°) 外移2 塊磚的位置較理想,即吹氬孔與鋼包中心的距離已確定,為711 mm。

由于吹氬口位置在厚度方向( Y) 方向上只能1 塊磚、1 塊磚的移動(dòng)( 1 塊磚的厚度為80 mm) ,這就固定了Y 方向的距離( 注: 在X 方向上可任意切割) ,即可求出該位置與X 軸的夾角。所以,將現(xiàn)有位置( Y 向距離為503 mm) 向上移動(dòng)1 塊磚( Y 向583mm) 、向下分別移動(dòng)1 塊( Y 向423 mm) 或2 塊磚( Y 向343 mm) 后,得到2 個(gè)孔與鋼包的中心夾角分別為70°、90°、107°、122. 4°,如圖6 所示。

圖片6 

圖7 為吹氬孔在幾種夾角位置下的監(jiān)測(cè)點(diǎn)示蹤劑濃度變化曲線,隨著吹氬孔夾角的增大,混勻時(shí)間逐漸縮短。當(dāng)2 個(gè)吹氬孔夾角為122. 4°時(shí),混勻時(shí)間最短,僅為224 s。

圖片7 

圖8 為Z 坐標(biāo)100 mm 時(shí),吹氬孔不同夾角湍動(dòng)能隨X 軸坐標(biāo)的變化。從圖8 可以看出,雙孔的位置對(duì)底部流動(dòng)的擾動(dòng)有很大關(guān)系。在鋼包底部,吹氬孔位置的鋼液由于氣泡的帶動(dòng)具有較大的動(dòng)能,形成了散點(diǎn)圖8 中2 個(gè)較高的峰值。噴孔周圍的鋼液作為補(bǔ)充,流向兩相區(qū),其動(dòng)能較小,形成了圖8 中較矮的散點(diǎn)。隨著夾角的增大,湍動(dòng)能峰值逐漸增大,當(dāng)夾角為122. 4°時(shí)底部湍動(dòng)能峰值最高為0. 089 m2 /s2 ; 同時(shí)周圍動(dòng)能較小的鋼液向兩相區(qū)流動(dòng)較多,較矮的散點(diǎn)區(qū)比較平緩( 相反,夾角小時(shí)矮散點(diǎn)區(qū)比較鼓) [7]。這說明,當(dāng)吹氬孔夾角較大時(shí)兩相區(qū)流體動(dòng)能增大,從而有利于能量的充分利用,也有利于粉劑的迅速擴(kuò)散和夾雜物的上浮去除。

圖片8 

通過鋼包底吹模型的建立,確定了最佳的底吹孔位置: 最佳吹氬孔坐標(biāo)位置為( - 623 mm,343mm) 、( 623 mm,343 mm) 。依據(jù)此位置進(jìn)行鋼包改造,改造后解決了底吹口與電極不匹配的問題,也縮短了混勻時(shí)間,冶煉周期降低了126 s,對(duì)能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

3 結(jié)論

( 1) 吹氬孔位置距鋼包中心由424 mm 外移到711 mm,2 個(gè)氣柱之間可充分發(fā)展成環(huán)流,混勻時(shí)間縮短,加快化渣和夾雜物的上浮,混勻時(shí)間可縮短68 s,同時(shí),有利于夾雜物上浮去除,縮短投入料混勻時(shí)間。

( 2) 通過對(duì)吹氬孔在幾種夾角位置混勻時(shí)間和湍動(dòng)能的比較,發(fā)現(xiàn)隨著吹氬孔夾角的增大,混勻時(shí)間逐漸縮短,湍動(dòng)能峰值逐漸增大,有利于能量的充分利用、溫度的快速均勻、粉劑的迅速擴(kuò)散和夾雜物的上浮去除。夾角位置由90°增大到122. 4°時(shí),上述效果最好。

( 3) 本研究確定最佳吹氬孔坐標(biāo)位置為( - 623mm,343 mm) 、( 623 mm,343 mm) 。對(duì)鋼包進(jìn)行改造后,解決了底吹口與電極不匹配的問題,同時(shí)縮短了混勻時(shí)間,降低了冶煉周期,對(duì)能量的利用和夾雜物上浮去除方面也有很大的提高。

參考文獻(xiàn)

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