120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)研究

賀道中，陳鵬舉，丁林傳

（湖南工業(yè)大學(xué)冶金工程學(xué)院，湖南株洲412007）

120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)研究

賀道中，陳鵬舉，丁林傳

（湖南工業(yè)大學(xué)冶金工程學(xué)院，湖南株洲412007）

以120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐進(jìn)行水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)，研究單頂吹條件下槍位、頂吹流量對熔池混勻時間、沖擊直徑和沖擊深度的影響；單底吹條件下底吹流量、熔池深度和底部供氣元件布置對熔池混勻時間的影響；頂?shù)讖?fù)吹條件下最佳因素和水平。結(jié)果表明：單頂吹時槍位為1 000 mm時混勻時間最短；單底吹時底吹流量為750 Nm3/h時混勻時間最短，底部供氣元件布置對混勻時間影響較大；頂?shù)讖?fù)吹時底吹流量對混勻時間影響最大，而槍位對混勻時間影響最小，當(dāng)?shù)撞坎贾梅绞綖閲娍自谝粭l直線上對稱分布時，頂吹流量為10 000 Nm3/h，底吹流量為600 Nm3/h，頂槍槍位為800 mm，熔池深度為800 mm時，熔池混勻效果最佳。

水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)；頂?shù)讖?fù)吹；混勻時間；最佳因素和水平

0 引言

轉(zhuǎn)爐水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)是利用模型與原型物理相似的原理，根據(jù)實(shí)際條件下的鋼液、氧氣、氮?dú)狻⒖諝夂退拿芏鹊任锢韰?shù)，確定相似準(zhǔn)數(shù)；根據(jù)相關(guān)公式得出轉(zhuǎn)爐模型和原型之間物理量的關(guān)系，確定水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)的相關(guān)參數(shù)，然后取各因素下的合理水平進(jìn)行水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)[1-2]。頂?shù)讖?fù)吹條件下，頂吹氣體流量、氧槍槍位、底吹氣體流量等工藝參數(shù)對轉(zhuǎn)爐熔池混勻的效果有不同影響[3-4]。

本文以湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐為原型，進(jìn)行水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)。對轉(zhuǎn)爐冶煉頂槍槍位等操作工藝參數(shù)及底部噴嘴的布置等設(shè)備參數(shù)進(jìn)行評價分析，為轉(zhuǎn)爐復(fù)吹工藝參數(shù)優(yōu)化提供相應(yīng)的理論依據(jù)，并用以指導(dǎo)生產(chǎn)。

1 實(shí)驗(yàn)原理及研究方法

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

實(shí)驗(yàn)時保持實(shí)物原型與模型幾何相似，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室和實(shí)際生產(chǎn)的數(shù)據(jù)，確定原型與模型的幾何相似比m=L原/L模=8。

在頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐動力學(xué)相似中，氣體攪拌的動能是引起熔池內(nèi)鋼液運(yùn)動的主要動力。根據(jù)大量實(shí)驗(yàn)研究可知，在氣液兩相流條件下，頂吹與底吹流體的慣性力與重力比對流體流動起決定性作用。采用修正后的弗勞德（Froude）準(zhǔn)數(shù)（Fr′）為相似準(zhǔn)數(shù)，其表達(dá)式為

式中：u為頂槍或底吹噴嘴處的氣流速度，m/s；

D為熔池直徑，m；

g為重力加速度，m/s2。

只要能保證模型與原型的修正弗勞德準(zhǔn)數(shù)相等，就能基本上保證它們的動力相似[5]。

相對于液體密度，氣體的密度很小，可忽略不計，故原型與模型的氣體體積流量間的關(guān)系為

式中：q模，q原分別為模型和原型中的氣體流量，Nm3·h-1；

D模, D原分別為模型和原型熔池直徑，m。

1.2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)的確定

實(shí)驗(yàn)時，原型與模型中主要介質(zhì)參數(shù)見表1。結(jié)合現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)條件，根據(jù)式（2）計算頂吹、底吹與頂?shù)讖?fù)吹情形下，原型與模型中有關(guān)參數(shù)，見表2～4。

表1 原型與模型中主要介質(zhì)參數(shù)Table1Main medium parameters of the prototype and model

表2 原型與模型中頂吹氣體流量對應(yīng)值Table2Top gas flowrate of the prototype and model

表3 原型與模型中底吹氣體流量對應(yīng)值Table3Bottom gas flowrate of the prototype and model

表4 原型與模型中頂?shù)讖?fù)吹參數(shù)對應(yīng)值Table4Top and bottom blowing parameters of the prototype and model

1.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

實(shí)驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示，實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)爐模型如圖2所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1Schematic of experiment device

圖2 實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)爐模型Fig.2The experimental conveter model

按模型與原型1:8的比例，用10mm厚的有機(jī)玻璃制作120t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐模型，用有機(jī)塑料外套鋼管做4孔噴頭氧槍，噴頭直徑30mm，底吹氣孔直徑0.5～1.0mm，采用4流氣體分配器。

1.4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的測定

實(shí)驗(yàn)時將電導(dǎo)儀的電極安插在熔池的底部一側(cè)，在電極相對的另一側(cè)加入50mL飽和NaCl溶液作為示蹤劑；通過計算機(jī)同步記錄電導(dǎo)率隨時間變化的曲線圖，并由曲線計算出混勻時間[4]。另外，實(shí)驗(yàn)采用刻度尺測量頂槍射流沖擊凹坑的深度和寬度來計算熔池的沖擊深度和沖擊直徑。

2 實(shí)驗(yàn)方案及數(shù)據(jù)統(tǒng)計

2.1 單頂吹實(shí)驗(yàn)

2.1.1 頂吹槍位對混勻時間及沖擊直徑和深度的影響

當(dāng)頂吹供氣量為20Nm3/h，熔池深度為120mm時，在不同頂槍槍位高度下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，取平均值，并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù)，見表5。

表5 不同頂吹槍位時的混勻時間、沖擊直徑和深度Table5The mixing time, cavity diameter and penetrating depth under different top lance heights

2.1.2 頂吹流量對混勻時間及沖擊直徑和深度的影響

當(dāng)頂槍槍位高度為100mm，熔池深度為120mm時，在不同頂吹流量下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，取平均值，并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù)，見表6。

表6 不同頂吹流量時的混勻時間、沖擊直徑和深度Table6The mixing time, cavity diameter and penetrating depth under different top gas flowrates

2.2 單底吹實(shí)驗(yàn)

2.2.1 底吹流量對混勻時間的影響

當(dāng)熔池深度為100mm，底吹布置方式（內(nèi)圓的4個圓孔同時噴氣）不變時，在不同底吹流量下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，取平均值，并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù)，見表7。

表7 不同底吹流量時的混勻時間Table7The mixing times under different bottom gas flowrates

2.2.2 底吹熔池深度對混勻時間的影響

當(dāng)?shù)状盗髁繛?.5Nm3/h，底吹布置方式（內(nèi)圓的4個圓孔同時噴氣）不變時，在不同熔池深度下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，取平均值，并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù)，見表8。

表8 不同底吹熔池深度時的混勻時間Table8The mixing times under different bottom bath depths

2.2.3 底吹元件布置對混勻時間的影響

當(dāng)?shù)状盗髁繛?.5Nm3/h，熔池深度為100mm時，改變底吹供氣元件的布置方式進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，取平均值，并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù)，見表9。

表9 不同底部布置方式時的混勻時間Table9The mixing times under different bottom tuyeres layout

圖3為底部供氣元件布置的實(shí)驗(yàn)方案，黑色標(biāo)記表示噴氣孔，噴孔所在的節(jié)圓直徑與轉(zhuǎn)爐內(nèi)壁圓周直徑之比分別為1/3和2/3。其中A1, A2為1孔噴氣方案；B1, B2, B3為2孔噴氣方案； C1, C2, C3為4孔噴氣方案； D1, D2, D3為6孔噴氣方案；E為8孔噴氣方案。

圖3 底部供氣元件布置實(shí)驗(yàn)方案Fig.3The scheme of bottom tuyeres layout

2.3 頂?shù)讖?fù)吹正交試驗(yàn)

由表9可知，當(dāng)噴孔的數(shù)量為4時，混勻效果整體最好?？紤]到湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司生產(chǎn)的實(shí)際情況，本次頂?shù)讖?fù)吹水力學(xué)模擬選取5因素4水平的L16(45)的正交試驗(yàn)。正交試驗(yàn)采取底部噴孔數(shù)量為4個（如圖4所示a, b, c, d）的4種布置方案。正交試驗(yàn)具體參數(shù)見表10，每組試驗(yàn)重復(fù)2次，取平均值并算出均值和極差，結(jié)果見表11。

圖4 頂?shù)讖?fù)吹底部元件布置方案Fig.4The scheme of top-bottom blowing tuyeres layout

表10 頂?shù)讖?fù)吹正交試驗(yàn)參數(shù)Table10Orthogonal experimental parameters of top-bottom blowing

表11 頂?shù)讖?fù)吹正交試驗(yàn)分析表Table11Analysis table of orthogonal experiment of top-bottom blowing

3 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與結(jié)果分析

3.1 單頂吹槍位與混勻時間及沖擊深度和直徑的關(guān)系

根據(jù)表5的統(tǒng)計結(jié)果作圖5和圖6。

圖5 頂吹槍位的混勻時間效應(yīng)曲線Fig.5The effect curve of top lance height to mixing time

由圖5可知，隨著槍位的提高，熔池的混勻時間按先增大后減小再增大的規(guī)律變化。當(dāng)熔池深度為120mm，頂吹供氣量20Nm3/h，槍位為125mm（相當(dāng)于原型1000mm）時，混勻時間最短，混勻效果最佳。這是因?yàn)闃屛惠^低時，雖然氣流到達(dá)液面的衰減小，但作用范圍也很小，不能帶動大范圍的液體流動；隨著槍位的升高，達(dá)到最佳值125mm左右時，氣體的動能主要用于熔池的攪拌，因此混勻時間最短；隨著槍位的繼續(xù)升高，氣流到達(dá)液面的衰減作用增大，因此混勻時間增大。

圖6 頂吹槍位對沖擊直徑和沖擊深度的影響Fig.6The effect of top lance height on cavity diameter and penetrating depth

由圖6可知，隨著槍位的提高，沖擊直徑和沖擊深度減小。這是因?yàn)?，隨著槍位的提高，氣流到達(dá)液面的速度減小，使得沖擊直徑和沖擊深度都減小。

3.2 單頂吹流量與混勻時間、沖擊深度和直徑的關(guān)系

根據(jù)表6的統(tǒng)計結(jié)果作圖7和圖8。

圖7 頂吹流量的混勻時間效應(yīng)曲線Fig.7The effect curve of top gas flowrate to mixing time

由圖7可知，隨著頂吹流量的增大，熔池的混勻時間減小。這是因?yàn)轫敶盗髁吭龃髸r，氣流到達(dá)液面的速度增大，熔池的攪拌作用增強(qiáng)，使得混勻時間減小。在熔池深度為120mm，頂槍槍位為100mm時，實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有條件下，最佳的頂吹流量為26.19Nm3/h，相當(dāng)于原型的12000Nm3/h。

圖8 頂吹流量對沖擊直徑和沖擊深度的影響Fig.8The effect of top gas flowrate to cavity diameter and penetrating depth

由圖8可知，隨著頂吹流量的增大，沖擊直徑和沖擊深度都增大。因?yàn)殡S著頂吹流量的增大，氣流到達(dá)液面的速度增大，使得沖擊直徑和深度都增大。

3.3 單底吹流量與混勻時間的關(guān)系

根據(jù)表7的統(tǒng)計結(jié)果作圖9。由圖可知，隨著底吹流量的增加，熔池的混勻時間先減小后增大，存在某一臨界值，且減小的幅度大于增大幅度。在熔池深度為100mm，底吹布置方式（內(nèi)圓的4個圓孔同時噴氣）不變，底吹流量為1.53Nm3/h時混勻時間最短。這是因?yàn)榈状盗髁枯^小時，氣體的動能全都用于熔池的攪拌作用，因此隨著底吹流量的增加，混勻時間減??；超過臨界值后，隨著底吹流量的增大，氣體的動能不能全部被熔池吸收，部分動能會隨著氣流的流出而損失，使混勻時間變長。

圖9 底吹流量的混勻時間效應(yīng)曲線Fig.9The effect curve of bottom gas flowrate to mixing time

3.4 單底吹熔池深度與混勻時間的關(guān)系

根據(jù)表8的統(tǒng)計結(jié)果作圖10。由圖可知，隨著底吹熔池深度的增大，熔池的混勻時間也增大。這是因?yàn)殡S著熔池深度的增大，需要靠氣體攪拌的液體增多，使混勻時間隨著熔池深度的增大而增大。

圖10 底吹熔池深度對混勻時間的影響Fig.10 The effect of bottom blowing bath depth on mixing time

3.5 單底吹時底部供氣元件布置與混勻時間的關(guān)系

根據(jù)表9的統(tǒng)計結(jié)果作圖11。由圖可知，底部供氣元件的布置方案對熔池的混勻時間有較大影響。當(dāng)?shù)状盗髁坎蛔儠r，隨著供氣元件數(shù)的增加，混勻時間并非越來越短，而是當(dāng)?shù)撞抗庠?個時整體的混勻時間較短。這是因隨著底部供氣元件個數(shù)的增加，熔池被分割成相應(yīng)的攪拌小區(qū)，各小區(qū)內(nèi)的攪拌雖很強(qiáng)烈，但各小區(qū)間卻不能夠充分相互混合。當(dāng)小區(qū)的數(shù)量為4時，混勻效果相對較好。

圖11 混勻時間與底部元件布置的關(guān)系Fig.11Relationship of bottom tuyeres layout to mixing time

3.6 頂?shù)讖?fù)吹正交實(shí)驗(yàn)中的最佳因素和水平

根據(jù)表11的結(jié)果可知，實(shí)驗(yàn)中各因素對熔池混勻時間的影響，如圖12所示。從圖12各因素極差的比較，可看出因素C（底吹流量）對熔池的影響最大，而因素D（頂槍槍位）對熔池的影響最小。

圖12 混勻時間各因素的極差比較Fig.12Range comparison of various factors of mixing time

通過對正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，得出在頂?shù)讖?fù)吹正交試驗(yàn)中的最佳優(yōu)化方案為A4B4C3D2E1，即底部布置方式為d，頂吹流量為21.82Nm3/h（相當(dāng)于原型10000Nm3/h），底吹流量為1.22Nm3/h（相當(dāng)于原型600Nm3/h），頂槍槍位為100mm（相當(dāng)于原型800mm），熔池深度為100mm（相當(dāng)于原型800mm）時，熔池的混勻效果最佳。對正交試驗(yàn)所得最佳方案的測定結(jié)果表明，熔池的混勻時間為48.3s，比正交試驗(yàn)中其它方案混勻時間都小，從而驗(yàn)證了正交試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)論

1）在單頂吹條件下，頂吹槍位為1000mm時，混勻時間最短，效果最佳；在單頂吹條件下，頂吹流量為12000Nm3/h時，混勻時間最短，效果最佳。

2）在單底吹條件下，底吹流量為750Nm3/h時，混勻時間最短，效果最佳。底部供氣元件布置對混勻時間影響較大，當(dāng)?shù)撞抗庠?個時，混勻時間最短。

3）在頂?shù)讖?fù)吹條件下，根據(jù)5因素4水平的的L16(45)的正交試驗(yàn)分析可知，因素C（底吹流量）對熔池的影響最大，而因素D（頂槍槍位）對熔池的影響最小。當(dāng)采用方案A4B4C3D2E1時，即底部布置方式為d，頂吹流量為10000Nm3/h，底吹流量為600Nm3/h，頂槍槍位為800mm，熔池深度為800mm時，熔池的混勻效果最佳。

4）實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)頂吹流量不大，槍位較低的情況下，也能獲得較好的混勻效果。考慮實(shí)驗(yàn)室氣體流量控制所能達(dá)到的水平，通過與湘鋼現(xiàn)場的工藝參數(shù)比較，建議湘鋼120t轉(zhuǎn)爐頂吹流量可以適當(dāng)減小，頂槍槍位適當(dāng)降低，底吹流量和熔池深度控制保持現(xiàn)有不變。

[1]雷澤龍. 韶鋼120 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐吹煉工藝優(yōu)化水模實(shí)驗(yàn)研究[D]. 沈陽：東北大學(xué)，2004. Lei Zelong. Cold Model Study on Blowing Process Optimum for 120 t Top-Bottom Combined Blown Converter of Shao Steel[D]. Shenyang：Northeastern University，2004.

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（責(zé)任編輯：鄧光輝）

Hydraulic Simulation Study of 120 t Top-Bottom Combined Blowing Converter

He Daozhong，Chen Pengju，Ding Linchuan
（School of Metallurgy Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou Hunan 412007，China）

Conducted a hydraulic model experiment on 120 t top-bottom combined blowing converter. Studied the impacts of lance height and top gas flowrate on the mixing time, the penetrating depth and cavity diameter under the top blowing condition and the impacts of bottom gas flowrate, bath depth and bottom tuyeres layout on the mixing time in the bottom blowing condition. Researched the optimal factor and level under the top-bottom combined blowing condition. The results show that: In top blowing conditions, 1 000 mm is the best lance height to get the shortest mixing time; In bottom blowing conditions, 750 Nm3/h is the best bottom gas flow rate and get the shortest mixing time, the bottom tuyeres layout is of great influence on mixing time, but not the more the better; In the condition of top-bottom combined blowing, the bottom gas flowrate has the greatest influence on mixing time, and the lance height have the smallest influence on mixing time. And the bath mixing result is optimal when the nozzle holes are in a symmetric distribution line, the top gas flowrate is 10 000 Nm3/h, the bottom gas flowrate is 600 Nm3/h, the lance height is 800 mm and bath depth is 800 mm.

hydraulic model experiment；top and bottom blowing；mixing time；the optimal factor and level

TF769.3

A

1673-9833(2014)06-0070-06

10.3969/j.issn.1673-9833.2014.06.014

2014-08-11

賀道中（1967-），男，湖南津市人，湖南工業(yè)大學(xué)教授，主要從事潔凈鋼冶煉理論與新工藝方面的研究，E-mail：hdzhong1968@163.com