一、转炉炉衬温度场的有限元分析（论文文献综述）
欧阳思[1]（2021）在《铁水脱硫搅拌器用碳纤维增强莫来石浇注料结构与性能研究》文中进行了进一步梳理铁水KR搅拌脱硫工艺是目前国内外钢铁企业铁水深脱硫的首选工艺。搅拌器是该工艺的唯一动力来源,由耐火材料外衬包裹金属芯和组成,由于其长期处于热震与铁水冲刷的工作环境中,对外衬耐火材料的整体性、热震稳定性和抗冲刷性提出高要求,使钢纤维增强莫来石浇注料成为目前搅拌器主流外衬耐火材料。随着铁钢界面技术的不断进步,铁水脱硫温度不断升高,搅拌器耐火材料外衬热震温差不断增大,导致莫来石浇注料中钢纤维高温膨胀、熔融加剧,失去其增强效果的同时,加剧搅拌器内部缺陷和破损,使搅拌器服役寿命明显下降。因而,为了应对更高温的铁水预处理环境,需以合适增强相取代钢纤维。碳纤维是一种新型非金属材料,含碳量高达90 wt.%,具有高强度、高模量、热膨胀系数小、非氧化环境下耐高温性好等优点,常与陶瓷材料、碳材料、金属材料、混凝土等复合,改善材料性能。然而,由于碳纤维表面疏水且含碳量高,将其引入耐火材料仍然存在较多问题,如分散不均、空气气氛高温下易氧化及与材料界面结合性差等。因此,本论文拟通过碳纤维表面改性与修饰,改善碳纤维高温抗氧化性及其与耐火材料间的界面结合性,并通过分散剂调节其分散行为,从而解决碳纤维在耐火材料中分散不均的问题,达到耐火材料碳纤维增强的目的;随后,在碳纤维改性与分散研究基础上,将其引入莫来石浇注料中,以改善浇注料热震稳定性和力学性能,并分析研究浇注料常温和高温下的增强机理;最后,采取数值模拟手段,对比分析不同莫来石浇注料搅拌器服役过程温度场和应力场的变化规律,并开展了两种浇注料搅拌器的工业对比试验研究。得出如下结论:（1）碳纤维表面改性与分散:（1）合适的热处理温度和时间可氧化分解碳纤维表面环氧树脂上胶剂而不损伤碳纤维本体;（2）除胶后,经10 wt.%硝酸溶液浸泡10 h的碳纤维比表面积和官能团增加,提高其与浇注料间的界面结合;（3）10 wt.%二氧化硅溶胶可在3～4mm碳纤维表面形成覆盖程度好且厚的SiO2涂层,原位气固反应法可在碳纤维表面生成SiC涂层,均可提升碳纤维抗氧化性及其与浇注料间的界面结合性;（4）PVP所带吡咯烷酮五环结构基团可与碳纤维形成π-π共轭作用,起到空间位阻的作用,提高碳纤维在水基材料中的分散稳定性,最佳分散剂溶液浓度为0.6 wt.%。（2）碳纤维对莫来石浇注料性能的影响:（1）碳纤维加入量和长度为0.1 wt.%和3 mm时,其在浇注料中分散均匀,增加与浇注料间结合界面,且适宜的长径比使增强增韧效果达到最佳,浇注料力学强度可提高40%以上;（2）高温处理后浇注料中碳纤维及其氧化形成的纤维状孔可消耗裂纹扩展能量,使热震裂纹偏转、减弱,其热震后强度保持率提高20%以上;（3）表面包覆SiO2和SiC涂层的碳纤维（CF/SiO2和CF/SiC）抗氧化性较好,浇注料力学强度提高30%以上,1450℃处理CF/SiC试样内有SiC晶须生成,改善浇注料抗热震性,强度保持率提高约10%。（3）碳纤维增强莫来石浇注料机理及性能调控:（1）在模拟莫来石浇注料加热过程中内部环境条件下,碳纤维高温处理后表面生成SiOX微球,提高碳纤维与基体间的结合性,从而提高浇注料力学性能;（2）碳纤维增强莫来石浇注料在高温热处理后内部发现互锁且表面包覆SiOX的SiC晶须（SiC/SiOX晶须）,其数量随着碳纤维添加量增大而增加,该晶须可阻止裂纹的扩展与传播,从而提高浇注料的力学性能;（3）埋炭环境下热处理后碳纤维增强莫来石浇注料内生成大量SiC/SiOX晶须且玻璃相较少,其热震稳定性较空气环境下热处理浇注料有极大提升;（4）硅粉加入可提高碳纤维增强莫来石浇注料抗氧化性和力学性能,二氧化硅微粉加入可提高碳纤维分散性和浇注料流动性,碳化硅加入可提高浇注料热震稳定性和抗渣性。（4）碳纤维增强莫来石浇注料搅拌器应力场模拟与服役情况:（1）通过ANSYS数值模拟对比分析常规莫来石浇注料搅拌器和碳纤维增强莫来石浇注料搅拌器服役条件下温度场和应力场发现,由于碳纤维增强莫来石浇注料的导热系数和热膨胀系数较小,其搅拌器表面温度上升慢,内部温度梯度小,热应力低,最大热应力降低约40%;（2）通过工业对比试验发现,碳纤维增强莫来石浇注料搅拌器的平均使用寿命较常规莫来石浇注料搅拌器延长50%左右。
史雨晨[2]（2020）在《气化炉耐火衬里及托砖架温度和应力场的有限元模拟研究》文中进行了进一步梳理耐火衬里和托砖架都是水煤浆气化炉重要的组成部分,耐火衬里起到隔绝高温、蓄热、流场约束以及抗熔渣等作用,托砖架则用于支撑耐火砖的重量,两者均影响气化炉的运行周期和稳定性。炉内高温环境会导致耐火衬里和托砖架热应力过大,造成耐火衬里损坏,托砖架无法支撑耐火砖,因此分析耐火衬里和托砖架的温度和应力分布能有效避免应力集中并优化耐火衬里和托砖架结构。本论文共分两个部分:第一部分研究了气化炉K砖部位耐火衬里及钢壳的温度场、应力应变和变形量的分布规律。建立三维多喷嘴对置式（OMB）水煤浆（CWS）气化炉炉壁K砖部位的计算模型,采用有限元法研究了稳态过程中热负荷对耐火衬里和钢壳的温度、等效应力、等效应变和总变形分布的影响。当热面砖热端面温度为1300℃时,计算的钢壳温度为206.4℃,该模拟结果与工业数据基本一致;热面砖应力>背衬砖应力>钢壳应力>隔热砖应力,陶瓷纤维处应变最大;随着热面砖热端面温度升高,耐火衬里和钢壳的整体温度升高,应力增大尤其是热面砖应力增加最为明显,等效应变也逐渐增加,且热面砖和背衬砖应变增加幅度较大,热面砖、背衬砖和隔热砖的绝对变形量也随之增加;当背衬砖厚度为200 mm时,随着热面砖厚度增加,耐火衬里和钢壳的整体温度降低,热面砖和背衬砖应力迅速减小而隔热砖和钢壳应力变化较小,耐火衬里的应变逐渐减小尤其是背衬砖区域应变减小趋势最快,背衬砖绝对变形量最大,热面砖绝对变形量次之,隔热砖绝对变形量最小。结合温度场、应力、应变分布规律,当热面砖厚度为180 mm时,最有利于提高耐火衬里尤其是热面砖的使用寿命。热面砖厚度固定,背衬砖越厚,耐火衬里及钢壳温度越低,等效应力越小,耐火衬里变形程度越小。第二部分建立两种工业上使用的托砖架结构,研究了耐火衬里托砖架部位的温度场、应力应变和总变形的分布规律。结果表明:增加托砖架Ⅰ厚度,托砖盘前端的温度逐渐降低,托砖盘后端的温度逐渐增加,而耐火衬里及钢壳的温度变化不大。托砖盘的等效应力降低,而热面砖和钢壳的等效应力几乎不变。托砖盘的等效应变降低,托转盘变形程度略大于热面砖、背衬砖和钢壳。托砖盘前端的总变形量几乎不变,托砖盘后端的总变形量增加,热面砖和钢壳总变形量也增加;增加托砖盘长度,托砖盘前端的温度降低,而托砖盘后端、耐火衬里及钢壳的温度变化不大,托砖盘长度对托砖盘前端应力影响较大,而托砖盘长度对耐火衬里和钢壳的等效应力几乎没有影响,随着托砖盘长度的增加,托砖盘前端的总变形量缓慢减小,托砖盘后端的总变形量几乎不变。对于托砖架Ⅱ,随着托砖盘厚度的增加,托砖盘厚度H为33 mm的托砖盘整体温度最低,而耐火衬里及钢壳的温度变化不大。托砖盘厚度H为33 mm时,托砖盘应力最小,继续增加托砖盘厚度至38mm,托砖盘应力反而增大。托砖盘前端等效应力降低的幅度最大。增加托砖盘厚度,托砖盘的等效应变降低,当托砖盘厚度为33 mm时,托砖盘整体变形程度最小。托砖盘除H33之外其余总变形量几乎不变,H33托砖盘前端总变形量迅速增大;随着托砖盘长度的增加,托砖盘前端的温度降低,而托砖盘后端温度增加,托砖盘等效应力增加,托砖盘前端的总变形量减小,托砖盘后端的总变形量略有增加,热面砖和钢壳总变形量变化不大。
张慧山[3]（2020）在《铸/锻氧枪喷头材料性能研究及寿命预测》文中研究说明氧枪喷头是转炉炼钢生产中的关键零部件之一,其在工作过程中受到钢液的高温热辐射,以及飞溅的钢渣、钢液的冲刷和侵蚀,内部又受到循环水流的冷却,导致喷头内部存在较大的温度差而产生较大的热应力。且在反复吹炼过程中,热应力的大幅度变化也会导致喷头反复地收缩、膨胀。这些都会造成氧枪喷头过热、烧损以及变形等破坏,直接缩短喷头的使用寿命,降低经济效益。近几年,国内炼钢厂使用的氧枪喷头主要有两种,一种是铸造氧枪喷头,另一种是锻造氧枪喷头,且这两种氧枪喷头在使用寿命上有明显的差异。本论文拟从铸/锻两种铜质氧枪喷头材料性能研究入手,通过试验研究和数值模拟的方法分析其不同加工工艺情况下相同材料、相同结构的氧枪喷头不同的温度场和应力场,探究其高温损伤的关键部位,并开展热疲劳寿命预测,研究成果将对氧枪喷头的维护以及结构优化具有重要的意义。本文首先通过室温拉伸试验获得铸/锻无氧铜材料的力学性能参数,为后续的有限元分析提供有力的数据支撑;其次通过高温热循环试验探究了热循环次数对铸/锻氧枪喷头热疲劳性能的影响。然后根据氧枪的实际工作情况,采用ANSYS Workbench软件对喷头进行一个冶炼周期的热-结构耦合模拟,分析温度场和应力场分布,得到喷头在疲劳环境下工作的薄弱环节,为喷头的维护及结构优化提供基础数据。最后,通过n Code Design Life疲劳分析软件分析其热疲劳寿命,得到其疲劳结果云图和各节点的寿命,并确定氧枪喷头易发生损坏的位置和寿命。经研究发现,铸/锻无氧铜在经过高温热循环之后,材料的性能整体都有所下降,在150次之前,铸/锻无氧铜力学性能随循环次数的增加而有所增加,在150次之后,性能开始下降,铸造铜下降幅度更大,且低于室温时的性能。说明高温热循环对铸造铜材料的热疲劳性能影响更大。经热-结构耦合分析得到锻造喷头的最高温度为452.77℃,铸造喷头的最高温度为471.75℃,铸造喷头的最高温度高于锻造喷头是由于铸造喷头材料的导热性能较锻造喷头材料差;锻造和铸造喷头的最大热应力分别为189.97MPa和177.2MPa,虽然铸造喷头的最大热应力低于锻造喷头,但是铸造喷头的最大热应力更接近于其材料的抗拉强度极限,更容易发生破坏。经疲劳寿命分析得到锻造和铸造喷头的服役寿命分别为338.8次和177.6次,符合高温热循环试验中材料性能的变化规律。同时也得到了氧枪喷头的寿命分布情况和疲劳敏感区域,可为氧枪喷头的维护以及结构优化提供合理的指导意见,有效地降低因氧枪喷头失效而带来的安全风险。
孟超平,曹慧[4]（2015）在《转炉热力学行为的有限元分析》文中进行了进一步梳理为了获得炉体的热弹塑性综合应力分布及变化规律和合适的转炉内衬热膨胀缝隙,应用ANSYS软件,以某钢厂实际运行转炉为实体模型,开展转炉热力学行为的分析,具体包括转炉温度场的有限元模拟、弹塑性热应力行为的研究,以及膨胀间隙对转炉热应力影响的分析。结果显示:炉体的热弹塑性综合应力分布及变化规律中,热膨胀应力在总的等效应力中居统治地位,并且总的等效应力已超出了炉壳的屈服极限;通过接触应力分析得出了合适的转炉内衬热膨胀缝隙是径向膨胀间隙在0.8%左右,此时材料的最大等效应力控制在弹性范围内,该结果与国外学者研究结果相一致,因此研究结果对现场实际生产及炉壳冷却技术的开发、炉壳使用寿命的延长、炉衬砖使用时间的增加等有一定的借鉴意义。
杨宇,孟超平,武俊彪,陈庆丰[5]（2015）在《基于有限元转炉热力学行为的分析》文中提出以某钢厂实际运行转炉为实体模型,开展转炉热力学行为的分析,具体包括转炉温度场的有限元模拟、弹塑性热应力行为的研究,以及膨胀间隙对转炉热应力影响的分析,研究过程和结果分析对现场实际生产及炉壳冷却技术的开发,炉壳使用寿命的延长,炉衬砖使用时间的增加等起到相当的作用,从而带来较大的经济和社会效益。
康福,罗会信,党章,常庆明,马江[6]（2014）在《90t转炉托圈承载能力有限元分析》文中认为以内腹板局部区域蚀损严重的90t转炉托圈为主要研究对象,采用大型CAE仿真分析软件ANSYS对转炉工作过程中的温度场、热-固耦合应力场进行有限元仿真计算,分析蚀损托圈能否继续使用。结果表明,温度场计算结果与现场实测值基本吻合;与蚀损前相比,托圈蚀损区域某质点应力增加近一倍,蚀损区域最大应力达111.1MPa,对托圈的结构强度产生了一定的影响,需要及时进行加固维护以提高托圈的承载能力。
李玲玲,孙德标,康永玲,马学东[7]（2013）在《强制空气冷却时转炉炉壳温度场的有限元分析》文中认为为防止转炉炉壳因高温蠕变产生过大变形,以有限元为手段,以ANSYS大型软件包为工具,对国内某炼钢厂的大型转炉炉壳在强制空气冷却时的温度场进行了分析.分析结果表明:炉役前期炉壳最高温度为393℃,炉役后期炉壳最高温度为428℃,均未超过炉壳的蠕变温度450℃.因此,强制冷却抑制了高温蠕变,且其冷却方式和冷却部位是有效的.
康福[8]（2013）在《氧气顶吹转炉的热流固耦合有限元分析》文中进行了进一步梳理氧气顶吹转炉炼钢是我国目前钢铁行业主要的炼钢方法之一，由于成套转炉的成本较高，冶炼工艺比较复杂，转炉的使用寿命对产品质量、经济效益有重要的影响，延长转炉的使用寿命已经成为了钢铁企业技术革新的核心工作。在吹炼过程中，熔池内钢液长期地冲刷、喷溅及氧化炉衬表面，造成炉衬熔损；转炉由于热膨胀和温度不均引起的较高热应力导致炉体结构变形甚至断裂；同时，在倾动过程中，热应力大幅度地变化使炉体结构反复地收缩、膨胀，极容易出现疲劳裂纹。以上原因可能造成转炉变形、裂纹、过热及烧穿等破坏，直接缩短转炉的使用寿命、降低经济效益。本文采用顺序耦合的方式，利用CFD和ANSYS软件进行转炉系统的热-流-固耦合分析计算，依次得到了转炉熔池的流场、转炉系统的温度场及综合应力场。研究方法和研究步骤基本合理，具有一定的研究价值，为其他领域的研究工作提供了一种可行方案。另外，本文仿真分析了不同倾动角下转炉系统的热-固耦合应力场，考察了转炉各组成部件的最大应力-倾动角变化规律以及动载冲击的影响。重点探讨了转炉托圈蚀损前后承载能力的分析研究，并提出合理的建议。经研究发现，氧气吹炼时，造成了较大的液面扰动，且钢液飞溅，有少量钢液粘着在熔池内壁与氧枪外壁的较高位置上，这种较强烈的钢液喷溅会冲蚀炉衬耐火材料；在纯顶吹条件下熔池底部流速微弱，钢液流速小于0.06m/s，这种死区不利于熔池搅拌，脱碳能力较差；炉壳的热-流-固耦合最大应力值在下夹持块与炉壳连接处，可达198MPa，接近于炉壳材料的屈服极限，需要改进其局部结构，降低应力集中；倾动角60°是最具有风险的位置，转炉系统的大部分零部件都达到较大应力值，安全系数较低；在无损伤的情况下，内腹板的最大应力值为72.4MPa，在损伤的情况下，蚀损区域的最大应力值为111.1MPa，上升幅度达53%。在考虑动载的情况下，这个最大应力值还会增加。由此可见，内腹板的蚀损区域对托圈结构强度影响较大，不可忽视，需要及时地进行加固维护以提高托圈承载能力。
张月娟[9]（2013）在《基于ANSYS对转炉托圈的力学行为和强度特性的研究》文中研究指明转炉托圈是转炉设备的主要承载和传动部件，工作时，除承受炉体、炉料等静载荷外，还承受来自炉体、钢水罐、渣罐及喷溅物等的热辐射和热传导所产生的热负荷。静载荷和热负荷会影响托圈的强度，导致托圈破损。因此，在设计时有必要对托圈的强度进行分析，以验证托圈的可靠性和安全性。本论文展开的工作如下：首先，论文介绍了转炉托圈的发展过程及国内外研究现状，简单论述了转炉设备的主要结构及其特点；在此基础上又对转炉托圈的受损状况和材料的选择进行了分析总结；并且对转炉托圈的工作背景进行了阐述。其次，论文以某工厂的210t的转炉托圈为研究对象，利用Pro/E软件建立精准模型，并将模型导入ANSYS Workbench中进行有限元分析。在分析时，使用MPC技术处理壳体和实体单元连接处的接触问题；使用Pro/E软件模拟出转炉托圈处于不同角度下的重心位置，得到载荷施加的坐标。最后，对转炉托圈处于0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°七种不同角度下的机械应力进行了分析，得到了各角度下的应力分布的结果，找出了机械应力的最大值以及达到最大值时的角度；在进行机械应力分析时，对转炉托圈施加载荷的方法采用了MPC技术中的力分配面方法，使得计算结果更加精确；又利用线性插值法建立出转炉托圈的温度场，并进行了热应力分析，得到了温度场和热应力分布等结果；又对七种不同角度进行了机械-热应力叠加分析，得到了应力分布的结果，找出了机械-热应力叠加的最大值以及达到最大值时的角度。通过以上分析可以看出，转炉托圈的热应力是导致托圈破坏的主要原因，托圈最大热应力值出现在内筋板上，耳轴根部有明显的应力集中，说明内筋板和耳轴根部是应力危险区域。通过分析结果可以看出，转炉托圈最大应力小于所选材料的屈服极限，验证了所选择的材料的可行性，说明转炉托圈具有足够强度。本论文为大型托圈提供设计依据，对目前正在使用中的大型托圈的日常维护和修复工作，有一定的借鉴和参考价值。
孟超平,燕晓红,温玉春[10]（2013）在《转炉温度场及应力场国内外研究现状》文中进行了进一步梳理转炉炼钢在我国炼钢产量中占80%以上,但其主要载体转炉炉壳工作时存在机械应力、温度差应力和热膨胀应力,而机械应力在整个应力组成中所占比例较小,炉壳受的热应力大小直接影响到炉壳的结构强度,导致炉壳变形从而影响其寿命。为了我们今后更好的开展转炉炉体热力学行为的研究,对于指导现场实际生产和炉壳冷却技术的开发,延长炉壳的使用寿命,我们有必要了解目前国内外转炉温度场及应力场的研究现状。
二、转炉炉衬温度场的有限元分析（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、转炉炉衬温度场的有限元分析（论文提纲范文）
（1）铁水脱硫搅拌器用碳纤维增强莫来石浇注料结构与性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 文献综述 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 铁水脱硫预处理系统研究进展 |
| 1.2.1 铁水脱硫预处理工艺概述 |
| 1.2.2 铁水预处理用脱硫器 |
| 1.2.3 脱硫器用外衬耐火材料的发展 |
| 1.3 碳纤维在耐火材料中的应用及问题 |
| 1.3.1 碳纤维的分类与特性 |
| 1.3.2 碳纤维在耐火材料中的应用 |
| 1.3.3 碳纤维在混凝土中的应用 |
| 1.3.4 碳纤维在耐火材料中的应用问题 |
| 1.4 碳纤维表面处理与分散研究进展 |
| 1.4.1 碳纤维表面处理研究进展 |
| 1.4.2 碳纤维分散研究进展 |
| 1.5 有限元分析在耐火材料中的应用 |
| 1.6 本课题的提出及研究内容 |
| 第二章 材料制备和研究方法 |
| 2.1 实验试剂与仪器 |
| 2.2 碳纤维和浇注料结构与性能测试表征 |
| 2.2.1 碳纤维/浇注料显微结构及元素分析 |
| 2.2.2 碳纤维分散稳定性测试与表征 |
| 2.2.3 碳纤维抗氧化性测试 |
| 2.2.4 碳纤维表面XPS测试 |
| 2.2.5 碳纤维物相分析 |
| 2.2.6 浇注料物理性能测试 |
| 2.2.7 浇注料热震稳定性测试 |
| 2.2.8 浇注料抗渣侵蚀性测试 |
| 第三章 碳纤维表面改性处理 |
| 3.1 实验设计与方案 |
| 3.2 碳纤维表面除胶与氧化 |
| 3.2.1 气相氧化法表面处理碳纤维 |
| 3.2.2 液相氧化法表面处理碳纤维 |
| 3.3 碳纤维表面涂层处理 |
| 3.3.1 溶胶包覆法 |
| 3.3.2 原位气固反应法 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 碳纤维在浆体中的分散行为 |
| 4.1 实验设计与方案 |
| 4.2 实验结果与讨论 |
| 4.2.1 碳纤维在水溶液中的分散性 |
| 4.2.2 碳纤维在泥浆中的分散性 |
| 4.2.3 碳纤维在浇注料中的分散性 |
| 4.3 本章小结 |
| 第五章 碳纤维增强莫来石浇注料的结构与性能 |
| 5.1 实验设计与方案 |
| 5.2 碳纤维添加量对莫来石浇注料性能的影响 |
| 5.2.1 浇注料物理性能 |
| 5.2.2 浇注料显微结构 |
| 5.2.3 浇注料热震稳定性 |
| 5.3 碳纤维长度对莫来石浇注料性能影响 |
| 5.3.1 浇注料物理性能 |
| 5.3.2 浇注料显微结构 |
| 5.4 碳纤维表面修饰对莫来石浇注料性能的影响 |
| 5.4.1 浇注料物理性能 |
| 5.4.2 浇注料显微结构 |
| 5.4.3 浇注料热震稳定性 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 碳纤维增强莫来石浇注料机理研究 |
| 6.1 实验设计与方案 |
| 6.2 碳纤维高温结构演变 |
| 6.2.1 碳纤维表面形貌 |
| 6.2.2 SiO_X微球生长机理 |
| 6.3 SiC/SiO_X晶须生长及机理 |
| 6.3.1 SiC/SiO_X晶须生长规律 |
| 6.3.2 SiC/SiO_X晶须生长机理 |
| 6.4 气氛对碳纤维增强莫来石浇注料结构与性能的影响 |
| 6.4.1 浇注料物理性能 |
| 6.4.2 浇注料显微结构 |
| 6.4.3 浇注料热震稳定性 |
| 6.5 本章小结 |
| 第七章 碳纤维增强莫来石浇注料微观结构及性能调控 |
| 7.1 实验设计与方案 |
| 7.2 硅粉添加量对莫来石浇注料抗氧化性的影响 |
| 7.2.1 浇注料物理性能 |
| 7.2.2 浇注料宏观与显微结构 |
| 7.2.3 浇注料热震稳定性 |
| 7.3 二氧化硅微粉含量对莫来石浇注料流动性及结构的影响 |
| 7.3.1 浇注料物理性能 |
| 7.3.2 浇注料显微结构 |
| 7.3.3 浇注料热震稳定性 |
| 7.4 碳化硅含量对莫来石浇注料抗热震性和抗渣性的影响 |
| 7.4.1 浇注料物理性能 |
| 7.4.2 浇注料显微结构 |
| 7.4.3 浇注料热震稳定性 |
| 7.4.4 浇注料抗渣侵蚀性 |
| 7.5 本章小结 |
| 第八章 碳纤维增强莫来石浇注料服役行为 |
| 8.1 莫来石浇注料搅拌器服役行为模拟 |
| 8.1.1 等效模型建立 |
| 8.1.2 服役过程温度与应力分析 |
| 8.2 搅拌器实际服役行为 |
| 8.2.1 搅拌器制备工艺 |
| 8.2.2 服役行为研究方案 |
| 8.2.3 搅拌器服役情况 |
| 8.3 本章小结 |
| 第九章 总结论与展望 |
| 9.1 结论 |
| 9.2 展望 |
| 本论文的创新点 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读博士学位期间取得的研究成果 |
| 附录2 攻读博士学位期间参加的科研项目 |
（2）气化炉耐火衬里及托砖架温度和应力场的有限元模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 煤气化技术 |
| 1.3 煤气化技术的发展现状 |
| 1.4 耐火衬里在气化炉中的作用及蚀损原因 |
| 1.4.1 耐火衬里在气化炉中的作用 |
| 1.4.2 耐火衬里的蚀损原因 |
| 1.5 耐火衬里温度场及应力场模拟研究 |
| 1.5.1 温度场 |
| 1.5.2 应力场 |
| 1.6 本文研究意义和主要内容 |
| 1.6.1 研究意义 |
| 1.6.2 主要内容 |
| 第二章 气化炉K砖部位耐火衬里及钢壳有限元分析 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 K砖部位耐火衬里及钢壳有限元模型的建立 |
| 2.2.1 模型建立 |
| 2.2.2 计算方程 |
| 2.2.3 材料物性参数 |
| 2.3 1300℃时K砖部位耐火衬里及炉壳的模拟结果分析 |
| 2.3.1 温度场分布 |
| 2.3.2 等效应力分布 |
| 2.3.3 等效应变分布 |
| 2.3.4 总变形分布 |
| 2.4 热面砖热端面温度对模拟结果的影响 |
| 2.4.1 温度场分布 |
| 2.4.2 应力应变分布 |
| 2.4.3 绝对变形量 |
| 2.5 热面砖厚度对模拟结果的影响 |
| 2.5.1 背衬砖厚度200mm |
| 2.5.2 背衬砖厚度100mm |
| 2.6 背衬砖厚度对模拟结果的影响 |
| 2.6.1 温度场分布 |
| 2.6.2 等效应力分布 |
| 2.6.3 等效应变分布 |
| 2.6.4 变形量 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 气化炉耐火衬里托砖架部位的有限元分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 托砖架Ⅰ与托砖架Ⅱ的模拟云图分布 |
| 3.2.1 温度场分布云图 |
| 3.2.2 等效应力分布云图 |
| 3.2.3 等效应变分布云图 |
| 3.2.4 总变形分布云图 |
| 3.3 托砖架Ⅰ |
| 3.3.1 托砖盘厚度对模拟结果的影响 |
| 3.3.2 托砖盘长度对模拟结果的影响 |
| 3.4 托砖架Ⅰ |
| 3.4.1 托砖盘厚度对模拟结果的影响 |
| 3.4.2 托砖盘长度对模拟结果的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 结论与展望 |
| 4.1 结论 |
| 4.2 展望 |
| References |
| 攻读硕士学位期间取得的研究成果 |
| 致谢 |
| 个人简介 |
（3）铸/锻氧枪喷头材料性能研究及寿命预测（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| ABSTRACT |
| 1.绪论 |
| 1.1 课题背景 |
| 1.2 氧枪喷头损伤失效介绍 |
| 1.2.1 氧枪喷头粘钢、粘渣 |
| 1.2.2 喷头端部漏水 |
| 1.2.3 喷头变形 |
| 1.3 氧枪喷头材料特性与应用现状 |
| 1.4 国内外研究现状 |
| 1.5 本课题研究内容 |
| 2.材料室温及高温热循环后力学性能 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 氧枪喷头铸/锻成形工艺 |
| 2.3 试验仪器及方案 |
| 2.3.1 试验仪器 |
| 2.3.2 室温力学性能测试 |
| 2.3.3 弹性模量和泊松比测定 |
| 2.3.4 高温循环后力学性能测试 |
| 2.4 试验结果 |
| 2.4.1 室温力学性能 |
| 2.4.2 泊松比测定结果 |
| 2.4.3 高温循环后力学性能 |
| 2.5 本章小结 |
| 3.氧枪喷头热-结构耦合数值模拟 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 热分析基本理论 |
| 3.2.1 有限元分析基本原理与步骤 |
| 3.2.2 热分析的有限元控制方程 |
| 3.2.3 瞬态问题求解 |
| 3.3 氧枪喷头的有限元模型 |
| 3.3.1 氧枪喷头的三维几何模型 |
| 3.3.2 氧枪喷头的三维有限元模型 |
| 3.3.3 氧枪喷头热物性参数 |
| 3.4 喷头温度场及应力场仿真分析 |
| 3.4.1 喷头数值分析的基本假设 |
| 3.4.2 喷头初始条件和边界条件 |
| 3.4.3 温度场求解有限元分析 |
| 3.4.4 热应力场求解有限元分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4.铸/锻氧枪喷头寿命预测 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 nCode Design Life简介 |
| 4.3 热疲劳分析理论 |
| 4.4 热疲劳寿命仿真分析 |
| 4.4.1 疲劳分析参数设置 |
| 4.4.2 氧枪喷头热疲劳分析过程 |
| 4.4.3 氧枪喷头寿命预测结果及分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 5.结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（4）转炉热力学行为的有限元分析（论文提纲范文）
| 1 转炉温度场的有限元模拟 |
| 1. 1 温度场分析物性参数及边界条件的设置 |
| 1. 1. 1 温度场计算时物性参数的选择 |
| 1) 材料密度的选取。 |
| 2) 材料热传导系数的选取。 |
| 1. 1. 2 温度场计算边界条件的设置 |
| 1. 2 单元类型的选择及有限元模型的建立 |
| 1. 3 炉体温度场模拟结果 |
| 2 转炉炉壳弹塑性热应力行为的研究 |
| 2. 1 转炉炉体热应力模型 |
| 2. 2 热应力计算时物性参数的选择 |
| 2. 3 热应力计算边界条件的设置 |
| 2. 4 转炉应力场模拟结果 |
| 3 膨胀间隙对转炉炉壳热应力的影响 |
| 3. 1 膨胀间隙对转炉炉壳影响研究的方法 |
| 3. 2 膨胀间隙热应力接触分析类型及方式的选择 |
| 3. 3 转炉炉身处有无膨胀间隙应力分布情况分析 |
| 3. 3. 1 膨胀间隙建模的方法 |
| 3. 3. 2 转炉炉身处膨胀间隙的设置 |
| 3. 3. 3 接触分析时物性参数的选择 |
| 3. 3. 4 炉身带间隙接触单元的有限元模型 |
| 3. 3. 5 转炉炉身应力分布情况 |
| 3. 4 膨胀间隙对转炉炉壳作用力的影响 |
| 4 结束语 |
（5）基于有限元转炉热力学行为的分析（论文提纲范文）
| 1 转炉温度场的有限元模拟 |
| 1.1 温度场分析物性参数及边界条件的设置 |
| 1.1.1 温度场计算物性参数的选择 |
| 1.1.1. 1 材料密度的选取。 |
| 1.1.1. 2 材料热传导系数的选取。 |
| 1.1.2 温度场计算边界条件的设置 |
| 1.2 单元类型的选择及有限元模型的建立 |
| 1.3 炉体温度场模拟结果 |
| 2 转炉炉壳弹塑性热应力行为的研究 |
| 2.1 转炉炉体热应力模型 |
| 2.2 热应力计算物性参数的选择 |
| 2.3 热应力计算边界条件的设置 |
| 2.4 转炉应力场模拟结果 |
| 3 膨胀间隙对转炉炉壳热应力的影响 |
| 3.1 膨胀间隙热应力接触分析 |
| 3.2 炉身处有无膨胀间隙应力分布情况分析 |
| 3.2.1 转炉炉身接触分析模型的建立 |
| 3.2.1. 1 膨胀间隙建模的方法。 |
| 3.2.1. 2 膨胀间隙的设置。 |
| 3.2.1. 3 接触分析物性参数的选择。 |
| 3.2.2 转炉炉身应力分布情况 |
| 3.3 膨胀间隙对转炉炉壳作用力的影响 |
| 4 结论 |
（6）90t转炉托圈承载能力有限元分析（论文提纲范文）
| 1转炉系统有限元模型 |
| 2转炉系统热分析 |
| 2.1边界条件的确定 |
| 2.2温度场仿真结果 |
| 3转炉系统热-固耦合应力分析 |
| 3.1工作载荷 |
| 3.2热-固耦合应力场仿真结果 |
| 3.3蚀损托圈的承载能力分析 |
| 4结语 |
（7）强制空气冷却时转炉炉壳温度场的有限元分析（论文提纲范文）
| 1 分析对象 |
| 2 传热理论基础 |
| 3 有限元模型 |
| 3.1 有限元模型 |
| 3.2 材料模型的设定 |
| 4 边界条件 |
| 4.1 热辐射边界条件 |
| 4.2 热传导边界条件 |
| 4.3 热对流边界条件 |
| 5 结果 |
| 5.1 炉役前期强制冷却时炉壳温度 |
| 5.2 炉役后期强制冷却时炉壳温度 |
| 6 结语 |
（8）氧气顶吹转炉的热流固耦合有限元分析（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 氧气顶吹转炉简介 |
| 1.2.1 氧气顶吹转炉的结构组成 |
| 1.2.2 氧气顶吹转炉工作原理及负荷特点 |
| 1.2.3 氧气顶吹转炉毁损状况及原因分析 |
| 1.3 氧气顶吹转炉国内外研究现状 |
| 1.4 课题研究的意义、主要内容及方法 |
| 1.4.1 课题研究的来源、目的和意义 |
| 1.4.2 课题研究的主要内容 |
| 1.4.3 课题研究的方法 |
| 第二章 氧气顶吹转炉的 CAD 及 CAE 建模 |
| 2.1 氧气顶吹转炉 CAD 模型的建立 |
| 2.2 氧气顶吹转炉 CAE 模型的建立 |
| 2.2.1 氧气顶吹转炉网格模型的建立 |
| 2.2.2 CAE 模型质量统计 |
| 2.2.3 材料的机械性能 |
| 2.2.4 材料的物性参数 |
| 第三章 转炉吹炼过程中的流场分析 |
| 3.1 熔池流场分析的数学模型描述 |
| 3.1.1 基本假设 |
| 3.1.2 控制方程 |
| 3.2 熔池流场分析 CAE 模型的建立 |
| 3.2.1 物理模型尺寸及工艺参数 |
| 3.2.2 流体材料的物性参数 |
| 3.2.3 流场分析的网格模型 |
| 3.2.4 流场分析的边界条件 |
| 3.3 熔池流场分析的仿真结果 |
| 3.3.1 氧气顶吹时液面扰动情况 |
| 3.3.2 氧气顶吹时流体速度场 |
| 3.3.3 氧气顶吹时壁面的压力场 |
| 3.4 本章小节 |
| 第四章 转炉系统的热分析 |
| 4.1 转炉系统热分析的数学模型描述 |
| 4.2 转炉系统热分析的 CAE 模型及边界条件 |
| 4.3 转炉系统热分析的仿真结果 |
| 4.4 转炉系统热分析的仿真结果验证 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 转炉系统的热-流-固耦合应力分析 |
| 5.1 温度场和应变场的耦合 |
| 5.2 热-流-固耦合应力分析的边界条件及工作载荷 |
| 5.2.1 热-流-固耦合应力分析的边界条件 |
| 5.2.2 热-流-固耦合应力分析的工作载荷 |
| 5.3 结构评价准则 |
| 5.4 热-流-固耦合应力分析的仿真结果 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 不同倾动角下转炉系统的热-固耦合应力分析 |
| 6.1 坐标系的确定 |
| 6.2 不同倾动角下钢液重心的计算 |
| 6.3 转炉倾动力矩的计算 |
| 6.4 热-固耦合应力分析的边界条件及工作载荷 |
| 6.5 典型倾动角下热-固耦合应力分析的仿真结果 |
| 6.5.1 0°位时热-固耦合应力分析的仿真结果 |
| 6.5.3 60°位时热-固耦合应力分析的仿真结果 |
| 6.6 不同倾动角下热-固耦合应力分析的仿真结果 |
| 6.7 考虑动载荷系数的应力分析 |
| 6.8 本章小结 |
| 第七章 总结与展望 |
| 7.1 总结 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间发表的论文 |
| 致谢 |
| 详细摘要 |
（9）基于ANSYS对转炉托圈的力学行为和强度特性的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 引言 |
| 1 转炉托圈的介绍 |
| 1.1 转炉炼钢技术的发展 |
| 1.2 我国转炉炼钢的发展 |
| 1.3 转炉设备的主要结构及其特点 |
| 1.4 转炉托圈几种受损状况 |
| 1.5 转炉托圈的研究现状 |
| 1.5.1 托圈国外研究现状 |
| 1.5.2 托圈国内研究现状 |
| 1.6 本文的工作背景和主要完成的工作 |
| 1.6.1 本文的工作背景 |
| 1.6.2 主要完成的工作 |
| 2 托圈的结构及其受力分析 |
| 2.1 托圈的结构 |
| 2.1.1 托圈断面的选择 |
| 2.1.2 托圈的剖分方法 |
| 2.1.3 立筋板的设计方式 |
| 2.2 托圈的材料 |
| 2.3 托圈和炉体的连接 |
| 2.4 托圈与耳轴的连接 |
| 2.5 托圈的载荷情况 |
| 2.6 托圈水冷方式 |
| 2.7 托圈尺寸参数的选择 |
| 3 转炉托圈的机械应力分析 |
| 3.1 有限元分析的原理 |
| 3.1.1 有限元的概念 |
| 3.1.2 有限元法的发展 |
| 3.1.3 有限元分析的基本过程 |
| 3.1.4 ANSYS 软件应用 |
| 3.2 托圈几何模型的建立 |
| 3.2.1 托圈与炉体的几何模型 |
| 3.2.2 网格的划分 |
| 3.2.3 接触设置 |
| 3.2.4 施加约束与载荷 |
| 3.3 转炉托圈的机械应力分析 |
| 3.3.1 工况分析及参数 |
| 3.3.2 托圈处于 0°的机械应力分析 |
| 3.3.3 托圈处于 15°的机械应力分析 |
| 3.3.4 托圈处于 30°的机械应力分析 |
| 3.3.5 托圈处于 45°的机械应力分析 |
| 3.3.6 托圈处于 60°的机械应力分析 |
| 3.3.7 托圈处于 75°的机械应力分析 |
| 3.3.8 托圈处于 90°的机械应力分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 转炉托圈的热应力分析 |
| 4.1 托圈的传热分析 |
| 4.2 传热基本方程 |
| 4.3 托圈热应力的有限元分析 |
| 4.3.1 实体接触 |
| 4.3.2 边界条件及载荷 |
| 4.3.3 温度场 |
| 4.3.4 托圈的热应力分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 考虑温度场下的机械—热应力叠加分析 |
| 5.1 机械—热应力叠加的分析结果 |
| 5.1.1 托圈 0°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.2 托圈 15°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.3 托圈 30°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.4 托圈 45°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.5 托圈 60°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.6 托圈 75°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.1.7 托圈 90°的机械—热应力叠加分析结果 |
| 5.2 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 在学研究成果 |
| 致谢 |
四、转炉炉衬温度场的有限元分析（论文参考文献）
- [1]铁水脱硫搅拌器用碳纤维增强莫来石浇注料结构与性能研究[D]. 欧阳思. 武汉科技大学, 2021(01)
- [2]气化炉耐火衬里及托砖架温度和应力场的有限元模拟研究[D]. 史雨晨. 宁夏大学, 2020(03)
- [3]铸/锻氧枪喷头材料性能研究及寿命预测[D]. 张慧山. 辽宁科技大学, 2020(01)
- [4]转炉热力学行为的有限元分析[J]. 孟超平,曹慧. 机械设计与制造工程, 2015(11)
- [5]基于有限元转炉热力学行为的分析[J]. 杨宇,孟超平,武俊彪,陈庆丰. 内蒙古科技与经济, 2015(20)
- [6]90t转炉托圈承载能力有限元分析[J]. 康福,罗会信,党章,常庆明,马江. 武汉科技大学学报, 2014(01)
- [7]强制空气冷却时转炉炉壳温度场的有限元分析[J]. 李玲玲,孙德标,康永玲,马学东. 材料与冶金学报, 2013(04)
- [8]氧气顶吹转炉的热流固耦合有限元分析[D]. 康福. 武汉科技大学, 2013(06)
- [9]基于ANSYS对转炉托圈的力学行为和强度特性的研究[D]. 张月娟. 内蒙古科技大学, 2013(06)
- [10]转炉温度场及应力场国内外研究现状[J]. 孟超平,燕晓红,温玉春. 现代商贸工业, 2013(10)