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淺 論 底 吹 氧 槍
作者:管理員    發布于:2016-02-18 13:30:33    文字:【】【】【
摘要:摘要:本文較系統的論述有色金屬氧氣底吹熔煉氧槍基本原理,介紹氧槍設計計算方法,提出延長氧槍使用壽命的技術措施。 關鍵詞:氧氣底吹熔煉,氧槍結構、材質、氣力學參數,氧槍蝕損機理。

有色金屬氧氣底吹熔煉在國內外已有二十多年歷史。近幾年國內氧氣底吹煉鉛工藝發展迅速,預計到2010年用該工藝生產粗鉛將超過100萬噸/年,占全國總產量的40%;氧氣底吹煉銅工藝也在起步,發展前景看好。氧槍是氧氣底吹熔煉工藝中的核心技術,這種技術已比較成熟,但氧槍使用壽命仍然是關鍵問題。本文圍繞延長氧槍使用壽命問題,就氧槍基本原理,主要技術參數計算方法等方面作粗淺分析論述,以期起到拋磚引玉的作用。

1、氧槍和底吹熔池運動

氧氣底吹熔煉熔池的運動是噴入氧氣和其他氣體的結果。氣體射流由噴嘴噴出后,沿射流的縱軸向熔池面伸展,這時射流四周的熔池沿射流束的徑向流來。射流束的流速愈大,熔池流向射流束的速度亦愈大。射流帶動熔池向上運動,熔池衰減射流的能量,減緩射流的運動,互相運動的同時發生物理化學反應,射流則逐漸擴大。但主射流仍保持著“氣柱”或“氣舌”的形狀,直到達到一定高度后,方在主射流的頂部發生氣—液交混,而形成氣泡帶向熔池面伸展。氣體到達熔池面時便逸出,熔池則再向下流動形成回流,形成熔池熔液不斷循環流動。這個不斷循環流動的過程,便是氧氣和其他氣體不斷地把能量傳送給熔池的過程;這個不斷循環流動的過程,造成底吹熔煉有別于頂吹或側吹熔煉過程的反應特性和流動特性,使熔池得到充分攪拌,具有更為優越的傳質、傳熱功能,噴入氧氣得到極高的利用率。水力學模型實驗和底吹熔煉生產實踐發現,噴咀噴出氣體的壓力和噴槍結構選擇不當,會出現嚴重的“氣泡后座”現象、嚴重的噴濺現象、嚴重的熔池振蕩現象,甚至氣流射穿熔池。

底吹氣體傳送給熔池的能量,有氣體的動量、沖量、功能和膨脹功。動量、沖量、動能為一般物理學概念,比較容易理解和計算。氣體動量反映氣體具有的機械運動量的大小,氣體力的沖量反映轉移到熔池的機械運動量的大小,氣體的動能是由于作機械功而具有的能量。膨脹功是氣體熱力學概念,計算較復雜,但不難理解:在高溫冶金過程中,由于熔池熔液的密度比氣體密度大幾千至上萬倍,溫度高達1000℃以上,噴入的常溫氣體驟然膨脹,則密度差更大,氣體的氣泡泵作用更為顯著,等于若干臺大功率的氣動機械在熔池內工作。瓦紐科夫爐的攪拌功率為10100 kw/m3PS銅轉爐為60120 kw/m3,諾蘭達爐為60 kw/m3  粗略計算氧氣底吹爐的攪拌功率:每小時噴入5000m3氣體(含氧氣和冷卻介質),噴出速度280m/s,熔池溫度1200℃,它的動能按式E=1/2mv2計算并折成功率約為70kw;按照理想氣體等壓變化過程計算氣體的膨脹功約為640 kw,除氣體升溫耗功外,機械功至少有180 kw。這樣,幾百噸的熔液就被少量的氣體充分的攪動起來。

底吹熔煉把氣體噴入熔池的器件統稱為供氣元件,習慣上把氧氣底吹噴嘴叫做氧槍。底吹爐是底吹熔煉的關鍵設備,氧槍是底吹熔煉的核心技術。

1968年氧氣底吹轉爐煉鋼工業化算起,使用氧槍有近40年歷史,有色金屬底吹使用氧槍也有20余年歷史,至今底吹氧槍的供氣性能和壽命仍然是關鍵問題。現今的研究比較集中在氧槍的材質和結構、底吹氣體的流動特性、底吹氣體受爐底加熱所引起的動力學與熱力學、噴咀的配置等方面的問題。

 

2、氧槍原理

21氣體噴出狀態與氣體壓力的關系

2·1·1水力學模擬實驗

李運洲   列舉出低壓底吹模擬實驗和高壓模擬實驗的情況。

1)低壓底吹模擬實驗。攀枝花鋼鐵研究院在8 t12 t氧氣底吹轉爐的水力原模型實驗中發現,噴槍前氣體壓力為0.0230.329Mpa時,氣流噴出后均產生渦旋流股和“氣泡后坐”,甚至在爐底中心出現一種如龍卷風一樣的流股而嚴重浸蝕爐底,并隨著氣體壓力的增高而加劇。見圖1和圖2

 1三支氧槍成等腰三角形        2 單支氧槍的熔池運動現象

布置時熔池運動現象                      

2)高壓噴吹模擬實驗。水深500mm,噴咀直徑10 mm(見圖3、圖4),底吹。實驗發現:

①、噴吹氣體的壓力低于0.4MPa時,在噴咀端部形成氣泡帶并敲打和沖擊爐底,成為損壞爐底的重要原因,被稱為“氣泡后坐”現象。

②、噴吹氣體壓力低于0.1MPa時,氣泡帶直徑隨氣體壓力的增大而逐漸增大,約至0.1MPa時,氣泡帶便穩定在10倍于噴咀直徑的范圍。超過0.4MPa后,噴咀端部不再形成氣泡和氣泡帶,而形成接近于噴咀直徑的柱狀射流深入水池,在氣流束的頂部氣液交混形成的穩定的氣泡帶。

3 氣體壓力與氣泡帶寬度         4熔池噴吹氣體示意圖

2·1·3“射流”噴出的條件

對底吹氣流與金屬熔池之間相互作用的研究,業界人士已達到這樣的共識:即底吹氣體的流出行為是兩種基本狀態,一是“氣泡”噴出,二是“射流”噴出。兩者的分界是出口氣流馬赫數約為1。當出口氣流馬赫數小于1時,氣流以氣泡形式流出噴咀,將引起噴咀出口處壓力脈動,易造成熔液倒灌堵塞噴咀,噴咀及周圍耐火磚蝕損加快。當出口氣流馬赫數等于或無限接近1時,氣流以氣柱狀態流出噴咀,氣柱深入熔池一定高度才被破斷成氣泡,熔池熔液壓力變化傳播不進噴口,噴槍內的氣體流動穩定,噴咀及周圍耐火磚蝕損緩慢。

此外,底吹噴咀內的氣體是可壓縮性流體。當噴咀截面一定時,存在著最大氣體流量(對應氣流馬赫數為1);當氣流受熱時,將導致該流量下降,這一現象稱為熱壅塞現象。熱壅塞現象引起底吹噴咀供氣性能變化,進而會影響噴咀壽命。

以上的研究結果與底吹冶煉的實際相符。因此可以認定氣體從噴咀流出呈“射流”狀態必須具備如下條件:

①、噴咀出口截面的氣體壓力必須高于噴咀端面的環境壓力;

②、噴咀出口截面的氣流速度必須等于或無限接近該處氣體音速;

③、噴咀出口截面的氣體有高于環境壓力的剩余壓力,才能使氣柱深入熔池一定深度。

2·1·4氧氣底吹理想噴出狀態

把“氣泡噴出”和“射流噴出”兩種基本噴出狀態細化成圖6所示的四種具體狀態。即“氣泡” 噴出、“射流”噴出、“射穿”噴出、生成蘑菇頭的“射流”噴出。

6 氧槍噴出形式示意圖

生成蘑菇頭的“射流”噴出,是工業生產中理想噴出狀態。優化噴出參數,得到最佳的熔池攪拌效果,延緩氧槍及其周圍耐火磚蝕損速度,延長使用壽命,是氧氣底吹冶金工作者的一項重要任務。

2·2  噴咀出口結瘤現象

2·2·1氣體流動的溫度變化

氣體在噴咀內的流速很快,在噴咀內停留時間極短,一般不超過1/100 S,即氣體受熱時間極短,同時流量大、受熱比表面小,因此單位質量氣體與周圍環境的熱交換可以忽略,可認為氣體在噴咀內流動是絕熱流動,可用氣體絕熱流動的方程式來分析和計算氣體的溫度變化。

氣體進行絕熱流動的伯努里方程的微分形式為:

1/g·υdυ+CP/A·dT = 0                 2

式中:CP—氣體的等壓比熱;

      υ—氣體的流速;

      T—氣體的溫度;

         A—熱功當量。

從式(2)可見,氣體在噴咀中流動,溫度的變化取決于速度的變化,而與阻力無關,增大氣流速度必定伴隨著溫度的降低。

設定噴咀連接在直徑很大的總管上,噴咀進口氣體流速接近0,溫度為T0,積分式(2)得出:

T =  T0A/CP·υ2/2g                   3

顯然,式(3)中的末項A/CP·υ2/2g即為氣體因速度的增加而降溫的量。氧氣的CP = 0.22千卡/公斤·度,氮氣CP =0.25千卡/公斤·度,計算得出氧氣和氮氣速度從0開始的增加量與溫度降低量之間的關系如表1所示。

1    氧氣和氮氣的流速由0開始計的增加量與降溫量的關系

m/s

 

 


()

100

150

200

230

260

280

290

300

310

320

O2 

5.5

12

22

29

37

43

46

49

52

56

N2       

4.8

11

19

25

32

37

40

43

46

49

1的數字說明,噴咀中氣體流速增加,氣體溫度降低,特別是流速150m/s以上,降溫幅度增大,氣體對噴咀產生強烈的冷卻,也對噴出口周圍的耐火磚及熔液有冷卻作用。

2·2·2噴咀出口結瘤的利弊和生成條件

由于音速氣流的冷卻作用,當噴咀出口端面和周圍耐火磚溫度低于熔液固相溫度,熔液同噴咀端部接觸,固化過程便開始,結瘤逐漸生長,導致噴咀逐漸堵塞。這就說明了鼓風爐、諾蘭達爐、PS爐等必須有定期捅風口作業的原因。這是不利的方面。

氧氣底吹噴咀噴出的是工業氧氣。氧氣除了能夠跟碳、硫、磷等易燃燒物質起反應外,還能跟鐵、鉛等金屬起反應。這些物質在著火點溫度條件下跟氧氣接觸,就可能產出燃燒現象,所以氧氣噴咀不結瘤。這是氧氣噴咀容易蝕損,使用壽命短的原因。如果在氧氣噴咀氧氣通道的外圍高速流過隋性氣體或空氣,不僅能強化冷卻噴咀,而且在流出噴咀之后,氧氣外圍有一層隋性氣體或空氣遮護,阻隔氧氣和熔液直接接觸,從而對噴咀起保護作用,使之蝕損緩慢,延長使用壽命。但這種保護作用是有限的,于是人們根據噴咀結瘤的機理,采取對氧氣噴咀強化冷卻措施,包括增加冷卻氣體流量,在冷卻氣體中加水等,造成結瘤的條件,生成結瘤,習慣上稱為“蘑菇頭”。蘑菇頭使噴咀端頭及其四周耐火磚與熔液隔開,更有效地保護了噴咀及其四周耐火磚,大大延長了氧氣噴咀使用壽命。水口山煉鉛法氧槍壽命由37天增加到2030天,水口山煉銅法氧槍壽命達到40005000 h,主要得益于“蘑菇頭”。由于氧氣作用,這種“蘑菇頭”與鼓空氣或低氧濃氣體風口結瘤不一樣,它不堵塞噴咀,因“蘑菇頭”不是板結的,而是疏松的,是可以透氣的;但多少還是影響供氣性能,所以氧氣噴咀在工作中要視供氣參數變化而進行調節操作,以保證按工藝需要通暢供氧。這是有利的方面。

氧氣底吹噴咀生成和保持穩定的“蘑菇頭”,取決于噴入氣體的冷卻作用與熱熔體傳遞的熱量之間的平衡。以“蘑菇頭”進出熱量平衡為出發點,頂底復吹轉爐煉鋼推導出的方程式(4),可作參考。

Q = Hm·Ts·S / (CPΔT)                4

式中:Hm—熔液與蘑菇頭間總的傳熱系數,J/(㎡·h·℃);

      Ts—熔液過熱度,℃;

       S—蘑菇半球的表面面積,㎡;

      Cp—氣體比熱,J/(標)m3·℃;

  T—氣體流經蘑菇頭內部的溫度增加值,℃;

Q—氣體流量,(標)m3/h

從式(4)可見,熔液過熱度Ts,同生成蘑菇頭有確定的關系。氧氣底吹煉鉛時,由于爐內底部鉛液層過熱度高達600℃以上,只有強力冷卻氧槍甚至加霧化水才能生成不太穩定的蘑菇頭;氧氣底吹煉銅時,由于爐內底部銅锍層過熱度只有300℃,以壓縮空氣作介質冷卻氧槍就能生成穩定的蘑菇頭;氧氣底吹轉爐煉鋼時,爐內底部鋼水過熱度只有200℃,噴槍噴入Ar氣、CO2氣、N2氣都能生成穩定的蘑菇頭。

蘑菇頭的物質成分與底吹爐底部物質基本一致,不一定只是Fe3O4。煉鋼轉爐蘑菇體作化學分析結果:C  1.86%Si  0.01%Mn  0.16%P  0.05%S  0.012%,其余為Fe

2·3氧槍蝕損的機理

2·3·1氣槍的實際工作狀態

唐鋼第一煉鋼廠在煉鋼過程中對氧槍外壁溫度進行測定,結果見圖7。由圖7可見,在吹煉過程中,氧槍外壁溫度除氧槍端頭極短的一段長度以外,均不高于200℃,由里向外,愈向爐殼靠近,溫度愈低。由圖7還可見,氧槍端頭靠近熔液處,槍壁溫度高達900℃。

潘玉華、馬萍用數字模型計算了鞍鋼180 t 復吹轉爐D32063爐次接近吹煉終點時(N2/CO2切換前)爐底溫度分布及底吹噴咀內氣流各項參數沿噴管長度方向變化的情況。結果見圖8所示。由圖8可見,噴咀在靠近爐殼的溫度低于100℃,靠近熔池的溫度達1100℃。

7 吹煉時氧槍外表溫度隨爐齡的變化

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 


8 計算的爐底溫度分布及底吹噴咀內氣流各項參數沿

水口山煉鉛法和水口山煉銅法研究開發過程中,曾對氧槍的工作溫度與冷卻強度的關系做過測定,測定結果見圖9

 

 

 

 

 

 

 


9 噴咀距離4mmT(℃)與N2/O2之間的關系

以上的測定和計算至少說明兩點:

1)、底吹氧槍是在高溫熔池下工作,盡管有氧氣和保護介質的自冷作用,氧槍端頭的溫度仍然很高。轉爐煉鋼熔池溫度16001700℃,氧槍端頭溫度達到9001100℃;有色金屬熔煉熔池溫度10001350℃,氧槍端頭溫度也能達到1200℃。

2)、要降低氧槍端頭的溫度,必須有冷卻介質通入氧槍,冷卻介質流量與氧氣流量比值是氧槍諸技術參數中一個重要參數。

2·3·2氧槍蝕損的主因是燒損

噴咀一般采用耐熱不銹鋼制作,材料的主要成分是Fe,還有CrNi等成分。Fe與氧氣接觸,發生反應:3Fe + 2O2 = Fe3O4,每㎏鐵放熱6.61 MJ/㎏;或Fe + 1/2 O2 = FeO,每㎏鐵放熱4.85 MJ/㎏。當環境溫度達到1000℃以上時,反應劇烈,變成燃燒過程。其他成分在1000℃以上的條件與氧氣接觸也產生氧化反應,甚至燃燒熔化。

噴咀噴出的氧氣,深入熔體,熔體中的SCFeFe SPbPbSZnS等元素或化合物,跟氧發生氧化反應,生成SO2COCO2

Fe3O4PbOZnO等,這些反應一般都是放熱反應。這些放熱反應是熔煉過程主要熱量來源,使過程得以實現,但同時也使噴咀出口端頭生成高溫球團。

如果噴咀冷卻保護不善,高溫球團又緊靠噴咀端口,那么氧槍就逐漸被燒損。氧槍四周耐火磚也跟著被燒損,在“射流”噴出情況下,燒損區直徑一般為氧槍直徑的10倍左右。在“氣泡”噴擊情況下,耐火磚燒損區直徑可達氧槍直徑的20倍以上。這種情況與氧氣底吹煉鉛實際相符。以上證明:燒損是氧槍蝕損的主因。

2·3·3氧槍蝕損的次因是“氣泡后坐”

噴咀出來的射流破斷成氣泡時,對噴咀構成反擊稱為“氣泡后坐”現象。用壓力傳感器和高速攝影法觀察到,噴入氣體分散成小氣泡時,殘余氣袋在距噴咀直徑兩倍遠處,受到液體的擠壓而斷裂,氣相內產生回流壓向噴咀端面。氣泡后坐現象頻率相當大,可達每秒57次。李運洲用底吹噴咀曾測定和分析認為后坐反推力包括射流的反作用力和后坐力兩部分,實際后坐力只有9.8123.5 N/cm20.10.24f/ cm2),反作用力則與噴咀出口氣體壓力有關,但后坐的氧化性氣體對爐襯有很大的破壞作用。在有色金屬硫化物熔體和熔渣介質的侵蝕這個問題更為明顯。這種情況在氧氣底吹煉鉛實踐中就很典型。

氧槍與其四周的耐火磚是唇齒相依、一損俱損的關系。氧槍先燒損,凹下去的噴咀氧氣燒壞耐火磚;耐火磚先被“氣泡后坐”力和射流反作用力或熔體介質侵蝕,氧槍則被暴露,加快蝕損。

2·3·4氧槍蝕損的其他原因

除了上述兩個氧槍蝕損因素之外,還有其他因素。大致有:

1)氧槍制造質量不良,氣體噴出參數偏離設定值,工作中被熔液灌死或氣流偏析。

2)耐火磚抗熱震性能差,工作中崩裂成塊浮上熔池,氧槍暴露在熔液中。

3)突然故障或誤操作,使氧槍工作參數偏離正常值。

2·3·5氧槍蝕損速度

1)氧氣頂吹復吹轉爐煉鋼底吹供氣元件蝕損速度,根據1995年資料:

寶鋼透氣磚的平均蝕損速率為0.4/爐;

鞍鋼透氣磚的平均蝕損速率為0.50.7/爐;

攀鋼透氣磚的平均蝕損速率為0.40.5/爐。

2)氧氣底吹煉鉛氧槍的平均蝕損速率為0.300.35/h

3)氧氣底吹煉銅氧槍的平均蝕損速率為0.020.03/h

2·4氧槍的結構和材質

加拿大籍華人李沃德(SsvadLee)發明用保護介質使氧槍能在高溫下工作后,20世紀60年代氧槍首先在氧氣底吹轉爐煉鋼得到工業應用,氧槍結構沿著單管       套管      透氣磚      直通多孔塞的軌跡發展。氧氣底吹煉鉛曾使用過環縫式或槽縫式雙層套管氧槍;氧氣底吹煉銅法使用的是槽縫式雙層套管氧槍。工業化后的底吹煉鉛用的是槽縫式多層套管氧槍,如圖10所示。

 

 

 

 

 

 


                    10 某底吹氧槍斷面圖

槽縫式多層套管氧槍實質上是一種微孔集束和槽縫相結合的結構。集束微孔走氧氣、槽縫走冷卻介質。這種結構噴出的氣流,氣泡直徑小、彌散度高、攪拌力強大、傳熱傳質效果好。氣泡直徑小,熔池有一定噴濺,但可避免惡性有害噴濺,熔池振蕩振幅小、頻率低。氣泡直徑小,熔池面呈乳化狀或粥狀,而不是翻騰狀,不影響爐料落入熔池迅速混合和反應,熔池面顯得平穩。

氧槍材質應具有耐高溫、抗氧化性能,一般用耐熱不銹鋼制作。

氧槍套磚及其圍磚結構,要方便熱修熱換。

氧槍套磚及其圍磚,材質應具有良好的耐高溫、抗熔蝕、耐磨損、抗熱震性能。水口山煉鉛法、水口山煉銅法選用高純度、高密度、低氣孔率的半再結合鎂鉻磚,效果良好。曾試用過高鋁耐火磚,效果很差。

含碳耐火材料具有很好的抗熱震性能和抗結構剝落性能。鎂碳磚在氧氣頂底復吹轉爐煉鋼使用取得優良業績,值得關注。含碳耐火材料抗氧化性能較差,如果其抗熱震和抗剝落性能補償這種不足,那么,用于底吹煉鉛則值得試一試。

 

3、氧槍主要參數的確定

3·1主要參數確定的方法

有色金屬氧氣底吹熔煉工業化只有10多年歷史,實踐經驗不如氧氣底吹轉爐煉鋼和氧氣頂底復吹轉爐煉鋼那樣豐富。對于有色金屬氧氣底吹等一具體爐子,最適宜的氧槍支數、工作氧壓、氧槍尺寸等主要參數,現在還不能完全通過計算準確確定。比較可靠的方法,是先做理論計算初步設定,通過冷態模擬實驗結合實踐經驗最后確定。

3·2主要參數的計算方法

3·2·1氧槍支數

爐子氧氣需用量通過冶金計算確定。

單支氧槍的供氧能力目前已達到1000 m3/h水平(氧槍外徑40㎜)。

再考慮其他因素,就能計算所需氧槍支數。

3·2·2氧槍之間的距離

蔡志鵬等4提出的用來確定氧槍之間的距離的方程式(5),很有參考價值。

S/W = 26.24(W/d)0.629·Fr0.122·(H/D)0.523      5

式中:S—單支氧槍攪拌范圍的直徑;

      W—槍距;

      d—噴咀直徑;

      H—熔池深度;

      D—底吹爐內徑;

      Fr’—修正的費魯德準數。(水口山煉銅法,實際運算求得的Fr=2.61)。

當取S/W1時,流體有部分互相干擾,沖刷爐襯;取S/W略小于1時,有利于爐壁掛渣;一般取S/W=1

式(5)是單管噴咀條件下處理實驗數據,得到的回歸方程。對于多層套管,集束小孔氣流的氧槍,運用式(5)應作必要的修正。工業生產中,內徑φ3.2 m煉鉛底吹爐的氧槍間距W=1.3 m,氧槍離出鉛口爐端墻距離4.2 m,氧槍離出渣口爐端墻1.9 m,未發生什么問題。

3·2·3氧槍保護介質流量與氧氣流量比值

有色金屬氧氣底吹氧槍保護介質一般用氮氣、空氣或在氮氣中加霧化水。保護介質與氧氣流量比值俗稱氮氧比或空氧比。氧槍使用壽命長短與氮氧比(空氧比)是正相關關系。水口山煉鉛法半工業試驗氮氧比范圍0.30.7,低于0.3時,氧槍蝕損顯著加快,使用壽命不到3天。水口山煉銅法半工業試驗和小生產開爐,空氧比0.50.7,氧槍壽命達到4000h以上。

3·2·4氧槍噴管出口處壓力P2計算

P2 =P0 +ρH g +ΔP                          6

式中:P0—當地大氣壓力;

      H—熔液層高度;

      P—熔液密度;

      g—重力加速度;

     ΔP—噴管出口處過剩壓力。

ΔP取值原則:保證出口處氣流馬赫數為1或無限接近1;保證氣流呈“射流”噴出,氣流噴出深入熔液的氣柱(氣舌)有一定高度。水口山煉銅法實踐,ΔP控制在0.045MPa,效果很好。

3·2·5氧槍入口處壓力P1計算

在保持馬赫數等于1或無限接近1噴出的情況下,當管徑很小,管子較長時,噴氣管的摩擦阻力較大,造成管內氣體壓力損失。壓力損失與噴管的折合長度1+1.167λL/d有確定的關系。對于氧、氮等二原子氣體,為避免繁雜運算,可用圖11查得P2/ P11+1.167λL/d之間的數值關系。已知dL、λ、P2便可求得P1值。

 

 

 

 

 

 

 

 


11 等斷面元噴氧管的折合長度(=1+1.167×λL/d

與氧氣或氮氣的無因次臨界壓力P2/P0的關系

11中:d—氧槍噴管直徑;

        L—氧槍噴管長度;

        λ—摩擦系數,光滑銅管和鋼管λ=0.028

        P2—氧槍出口壓力;

        P1—氧槍入口壓力。

3·2·6氧槍噴管直徑的計算

徐文派推導出如下二原子氣體的秒流量計算式。這個計算式簡單實用,用此式可求出噴管直徑。

Q = 3.19×d2P2/ RT0                        6

式中:Q—氣體流量㎏/S

R—氣體常數,氧氣R = 26.5㎏·m/㎏·℃,氮氣R = 30.13㎏·m/㎏·℃,空氣R = 29.27㎏·m/㎏·℃;

T0—氧槍入口氣體絕對溫度 K

      P2—噴管出口氣體壓力,㎏·cm2(1㎏·cm2 = 9.80665×104 Pa)

     d—噴管內徑,m

必須注意,由于氧槍出口生成蘑菇頭的影響,還有溫度的影響,還有溫度的影響,計算得出的Q值,還要進行修正。煉鋼專業根據大量統計結果,同一壓力下熱態時的流量為冷態的50%左右,因此計算出冷態下的壓力流量關系,還要再換算到熱態下的壓力流量關系。

4、結語

4·1工業生產實踐證明,氧槍技術已比較成熟,支撐氧氣底吹工藝在有色金屬冶煉領域日益廣泛應用。

4·2氧槍使用壽命指標極為重要。目前更換氧槍引起的氧氣底吹煉鉛爐的停吹率約為3.5%。氧槍及其套磚比較昂貴。延長氧槍使用壽命對于氧氣底吹爐提高有效作業率和降低冶煉成本具有重大意義。

4·3氧槍的冷卻強度,即冷卻介質流量與氧氣流量比值,對氧槍壽命至關重要。氧槍設計和使用中,不可忽視這個問題。

4·4氧槍結構、材質、冷卻保護介質、氣力等參數等,還有進一步優化的廣闊空間。

4·5日臻完善的底吹氧槍技術,可以推廣應用到側吹熔煉風口上,如諾蘭達爐、特尼恩特爐、PS爐、分銀爐等。

 

參考文獻

 

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2、李遠洲·鋼鐵·1980,(3   13

3、同1                                        110111

4、水口山煉鉛法半工業試驗報告·水口山礦務局, 1987·12

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