70噸提釩轉(zhuǎn)爐復(fù)吹工藝數(shù)理模擬研究.pdf

1、根據(jù)相似理論，以某廠70t提釩轉(zhuǎn)爐為研究對(duì)象，利用1∶8的物理模型通過冷態(tài)模擬，研究了底部供氣元件布置方式、底吹流量等工藝參數(shù)對(duì)頂?shù)讖?fù)吹提釩熔池混勻時(shí)間的影響規(guī)律，考察了濺渣槍位、頂?shù)状禋饬繉?duì)濺渣量和濺渣均勻性的影響。建立了提釩轉(zhuǎn)爐純頂吹及復(fù)吹的數(shù)值模擬計(jì)算模型，利用Fluent14.5軟件對(duì)提釩轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)的流體流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:
　　(1)通過對(duì)比七種底吹布置下熔池的均混時(shí)間得出最佳的底吹布置為A4布置方案，該優(yōu)

2、化的底吹布置方案為:4支底槍分兩組非對(duì)稱布置在轉(zhuǎn)爐底部0.42D和0.51D的兩個(gè)圓周上，兩條相應(yīng)直徑上的2支底槍的連線夾角為60°。
　　(2)給定頂吹流量和槍位條件下，隨著底吹流量增大，熔池混勻時(shí)間均呈減小的趨勢(shì)。因此，本水模實(shí)驗(yàn)最佳的底吹流量是0.069Nm3/h。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)條件，取底吹流量為0.054Nm3/h，對(duì)應(yīng)現(xiàn)場(chǎng)底吹流量140Nm3/h。
　　(3)濺渣前期，采用頂吹流量24.84Nm3/h、槍位212.5mm

3、、底吹流量0.054 Nm3/h可獲得較好濺渣效果;濺渣后期，采用頂吹流量23.18Nm3/h、槍位212.5mm、底吹流量0.054Nm3/h，可獲得最佳濺渣護(hù)爐效果。
　　(4)數(shù)學(xué)模擬得到的沖擊坑深度是36±3mm，與物理模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的相對(duì)差為10％。數(shù)學(xué)模擬計(jì)算所得沖擊坑半徑是75±2mm，與物理模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的相對(duì)差為16.7％。物理模擬得到的均混時(shí)間為70s，相對(duì)差為10.3％，因此二者具有較好的吻合度。
　　(5

4、)針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)原型的數(shù)學(xué)模擬，槍位為800mm時(shí)，沖擊坑深度為299mm，沖擊坑半徑為307.5mm;槍位從1000mm下降到900mm，沖擊坑深度增大95mm，沖擊坑半徑增大19mm;槍位從900mm下降到800mm，沖擊坑深度增大14mm，沖擊坑半徑減小23mm，并且底吹對(duì)沖擊坑的干擾作用不是十分明顯，因此在考慮沖擊坑對(duì)熔池混勻效果方面采取槍位范圍為800mm～900mm。
　　(6)相對(duì)于低槍位，高槍位下的熔池較為穩(wěn)定但熔池內(nèi)鋼

5、液流速較低，熔池底部“死區(qū)”面積大，因此在現(xiàn)場(chǎng)條件允許的情況下采取低槍位有利于熔池?cái)嚢琛?br>　　(7)相對(duì)于純頂吹條件下的熔池內(nèi)部流場(chǎng)，頂?shù)讖?fù)吹條件下的熔池內(nèi)鋼液的流速有所增大，尤其對(duì)純頂吹條件下存在的熔池底部及大環(huán)流區(qū)攪拌加強(qiáng)，因此改善提釩轉(zhuǎn)爐底吹供氣方式尤為重要。
　　(8)采用非對(duì)稱底吹布置在熔池底部出現(xiàn)“環(huán)流”，有利于熔池的整體攪拌效果;與對(duì)稱底吹布置相比，熔池內(nèi)的鋼液流動(dòng)流速較為均勻且熔池中心區(qū)域速度增大，證明了A4