一种铁水扒渣顶枪喷口结构的设计_文湘霖.pdf
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1、图 1网格划分模型图 2不同喷气流量条件下喷口直径对液面裸露长度的影响一种铁水扒渣顶枪喷口结构的设计文湘霖,滕萃(青岛城市学院,山东青岛266106)摘要:针对某钢铁企业现有单喷口直顶枪吹气辅助扒渣工艺存在的不足,提出一种铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计。具体设计中采用数值仿真模拟方法,构建铁水罐顶吹辅助扒渣仿真模型,并以此为基础,从喷头直径、喷口数量和喷口布置方式三个角度实施顶吹喷枪结构优化,进而获取到最佳结构优化设计。关键词:铁水扒渣;顶枪喷口;结构设计;数值仿真模拟中图分类号:TF068文献标识码:A文章编号:1672-1152(2023)05-0029-030引言现阶段,钢铁企业铁水罐扒渣
2、多采用机械扒渣法,但此种扒渣法所采用的扒渣板难以伸到铁水罐后壁,扒渣过程存在死区,影响铁水脱硫渣效果1。针对此种情况,国内外钢铁企业在扒渣中引入吹气辅助驱渣工艺,但相关工艺在应用中也存在驱渣效果差、扒渣铁损率高以及喷枪使用寿命短等问题,难以实现最佳铁水扒渣效果。据此,以某钢铁企业现有扒渣工艺为研究对象,提出一种铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计,解决吹气辅助驱渣工艺存在的不足,具有一定的现实价值。1某钢铁企业现有工艺中存在的不足某钢铁企业现有单喷口直顶枪吹气辅助扒渣工艺存在以下不足:1)铁水扒渣顶枪实际扒渣中以喷枪插入点为中心向外驱赶铁水液面脱硫渣,并由此形成近似于圆形的铁水裸露面,部分脱硫渣被驱赶
3、至扒渣板死区位置,不利于保障铁水脱硫渣效果。2)铁水扒渣顶枪喷出气体流量较大时,铁水喷溅、翻腾,卷渣问题较为严重,导致铁水扒渣效果不明显,甚至会增加铁损率。3)铁水扒渣顶枪喷出气体呈现出局部聚集的特征,作用于铁水后会对铁水罐造成冲刷影响,加大铁水罐管壁的冲蚀作用,影响铁水罐使用寿命。4)铁水扒渣顶枪工作环境极为恶劣,在应用中极易出现烧蚀、侵蚀等问题,加大喷枪磨损速度,影响喷枪使用寿命。针对以上问题,该企业和某冶金设备设计院进行合作,共同开发铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计。2铁水罐顶吹辅助扒渣数值仿真模型构建采用 Catia V5R21 三维模型软件构建仿真模型,由于主要研究内容为顶吹喷枪结构对驱
4、渣效果的影响,不涉及罐体结构,因此,无需构建罐体模型,仅构建喷枪、铁水、脱硫渣以及上方空气模型便可。完成模型构建后,实施模型组合装配及铁水分割操作。其中,模型组合根据实际吹气辅助扒渣工艺特点对三维模型进行组合装配,并且将喷枪插入位置设置在 0 mm 处。将三维模型导入 ANSYS 软件中实施网格划分,由于模型中所设计的几何结构均为对称式结构,为降低计算机仿真模拟压力,仅对 1/2 模型进行仿真计算。网格划分形成 7104 个网格,具体网格划分模型如图 1 所示。3顶吹喷枪结构对驱渣效果影响的仿真分析3.1喷口直径设定喷枪插入位置为 0 mm、插入深度为 270 mm、喷气流量为 1030 L/
5、min,喷口直径分别为 6 mm、7 mm 和 8 mm,对模型进行数值仿真模拟分析,获取以下分析结果。如图 2 所示,在 10 L/min 和 20 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,铁水液面裸露长收稿日期:2022-12-06作者简介:文湘霖(1994),男,山东青岛人,本科,毕业于中国海洋大学,助理实验师,研究方向为机械设计制造及其自动化;滕萃(1994),女,山东烟台人,本科,毕业于青岛农业大学,助理实验师,研究方向为电机与电器。总第 208 期2023 年第 5 期山西冶金Shanxi MetallurgyTotal 208No.5,2023DOI:10.16525
6、/14-1167/tf.2023.05.0116液面裸露长度/mm10 L/min20 L/min30 L/min44040036032028024020016012078喷口直径/mm试(实)验研究山西冶金E-mail:第 46 卷6液面裸露宽度/mm10 L/min20 L/min30 L/min44040036032028024020016012078喷口直径/mm图 3不同喷气流量条件下喷口直径对液面裸露宽度的影响度呈现出先增加后下降的特征,其中 7 mm 喷口直径所对应的液面裸露长度最大。在 30 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的增加,铁水液面裸露长度也在持续增加,并且 7
7、 mm 直径对应的液面裸露长度与20 L/min 条件下 7 mm 直径对应的液面裸露长度并未出现较大变化,而 6 mm 和 8 mm 直径对应的液面裸露长度则有所增加,其中 8 mm 直径增加幅度较大。如图 3 所示,在 10 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,铁水液面裸露宽度表现出持续下降的特征。在 20 L/min 和 30 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,铁水液面裸露宽度呈现出先增加后下降的特征。如图 4 所示,在 10 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,铁水液面波动表现出先下降后上升的特征。在 20 L/min 和 30 L/m
8、in 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,铁水液面波动呈现出持续下降的特征。如图 5 所示,在 10 L/min 和 20 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,喷吹气体压力表现出先下降后上升的特征。在 30 L/min 喷气流量条件下,随着喷口直径的持续增加,喷吹气体压力呈现出持续下降的特征。总体来说,喷气流量与喷口直径共同影响液面裸露长度、液面裸露宽度、液面波动以及喷吹气体压力2-3,具体设计中应结合喷气流量,合理选择喷口直径。3.2喷口数量设定喷枪插入位置为 0、插入深度为 180 mm、喷气流量为 1030 L/min,在保障喷枪喷口总面积一致情况下,合理调整喷枪喷口
9、结构,进而将喷枪喷口数量设置为 1 个、2 个和 4 个,对应的喷口直径为 8 mm、5 mm 和 4 mm,对模型进行数值仿真模拟分析,分析结果如图 6 所示。通过仿真分析可知,在液面裸露长度和宽度方面,随着喷口数量的持续增加,喷枪喷吹气体对液面裸露长度和宽度的影响也在持续下降,并且此种影响还会随着喷吹气体流量的变化而产生一定的变化,具体表现为喷吹气体流量的增加,促使气体流程对裸露液面的长度及宽度产生更大的影响4。在液面波动方面,随着喷口数量的持续增加,液面波动幅度持续下降,并且此种影响也会受到喷吹气体流量的持续,主要表现为喷吹气体流量的增加,双喷口结构与单喷口结构所造成的液面波动影响逐步接
10、近,并且均表现出随气体流量液面波动影响加大的特点5。在喷吹气体压力方面,随着喷气压力的持续加大,四喷口喷头的喷吹气体压力增加幅度也在持续加大,而单喷口和双喷口的喷吹气体压力增加幅度则相对较小,并且在 20 L/min 条件下四喷口压力已经超过单喷口和双喷口压力。3.3喷口布置方式设定喷枪插入位置为 0、插入深度为 90 mm、喷气流量为 1030 L/min,以双喷口为例,分别将喷口夹角分别设置为 90、120、150和 180,并对模型进行数值仿真模拟分析。通过仿真分析可知,在液面裸露长度和宽度方面,随着喷口夹角的持续增加,裸露液面长度和宽度图 4不同喷气流量条件下喷口直径对液面波动的影响图
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