電弧爐埋入式噴吹熔池攪拌水模擬優(yōu)化研究

唐天平，朱 榮，魏光升，田博涵

（1.北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京100083；2.高端金屬材料特種熔煉與制備北京市重點實驗室，北京100083）

近些年，通過爐壁多功能集束氧槍向爐內(nèi)噴吹氧氣和燃料，強化冶煉過程化學(xué)能輸入，是最為普遍的電弧爐煉鋼手段。為進(jìn)一步提高氧氣利用率，改善電弧爐熔池內(nèi)脫磷、脫氮反應(yīng)動力學(xué)條件，提高熔池內(nèi)鋼液攪拌效率，有科研工作者提出將浸入式噴吹技術(shù)應(yīng)用于電弧爐煉鋼中進(jìn)而形成了電弧爐煉鋼埋入式供氧噴吹[1-2]等新技術(shù)。本文將以此為基礎(chǔ)，同時結(jié)合現(xiàn)場冶煉條件，對電弧爐熔池內(nèi)噴吹射流攪拌特征規(guī)律進(jìn)行水力學(xué)模擬研究，并對不同埋入式噴槍不同安裝方式下熔池內(nèi)攪拌效果進(jìn)行優(yōu)化研究。

1 實驗裝置及水力學(xué)模擬模型

1.1 實驗裝置

本實驗主要用到以下實驗儀器：空壓機(jī)、空氣壓縮罐、壓力表、氣體流量計、調(diào)節(jié)閥、埋入式噴槍、有機(jī)玻璃制作電弧爐模型、電導(dǎo)率儀、電極探頭、DJ800采集卡、相機(jī)等，具體實驗裝置裝配如圖1所示。

本實驗采用兩支埋入式噴槍，分別安裝在爐門中心軸線左偏/右偏40°位置，具體布置方式如圖2所示。其中，A布置方式為兩支埋入式噴槍全部指向電弧爐中心，B布置方式為兩支埋入式噴槍同時左偏（或右偏）20°，C布置方式為兩支埋入式噴槍面對爐門右側(cè)氧槍右偏20°同時左側(cè)氧槍左偏20°。

圖1 電弧爐埋入式噴吹水模擬實驗裝置示意圖

圖2 埋入式噴槍水平布置方式

1.2 實驗參數(shù)確定

根據(jù)水模擬原理可知，在建立電弧爐吹煉物理模型時主要考慮模型與原型的幾何相似和動力學(xué)相似[3-4]。

1.2.1 幾何模型參數(shù)

水模擬實驗所用模型根據(jù)某廠50t電弧爐使用有機(jī)玻璃按照1：4（模型：實際）的比例進(jìn)行制作，具體尺寸圖如圖3所示。實驗過程中使用壓縮空氣代替氧氣作為電弧爐埋入式噴槍噴吹氣體，在此水模擬實驗中，黏性力并不是影響實驗的主要因素，故實驗過程中可以用水代替鋼液進(jìn)行模擬（運動黏度0.9×10-5m2/s）。實驗過程中兩支埋入式噴槍均使用鋼制直管制作，外徑8 mm，內(nèi)徑6 mm。

圖3 電弧爐埋入式噴吹水模擬尺寸圖/mm

在設(shè)計電弧爐水模型時，在模型側(cè)面不同的位置打孔，根據(jù)已有的實驗方案，在不同位置進(jìn)行不同角度、不同埋入深度、不同流量的噴吹，不噴吹的位置用橡皮泥進(jìn)行密封，從而得到能夠達(dá)到最佳噴吹效果的設(shè)計方案。

1.2.2 供氣參數(shù)

在電弧爐埋入式噴吹的模型中采用相似原理對模型的尺寸大小及供氣量等一系列數(shù)據(jù)進(jìn)行計算。依據(jù)相似原理通過設(shè)計電弧爐的物理模型來模擬實際情況下的吹煉過程。

實驗中用水來模擬鋼液，用壓縮空氣來模擬氧氣，各介質(zhì)密度取值如表1所示。

表1 原型與模型中的介質(zhì)密度

根據(jù)相似理論并利用上述數(shù)值可得到埋入式噴吹流量參數(shù)，如表2所示。

表2 原型與模型埋入式噴吹流量對應(yīng)值（單孔）m3/h(標(biāo)準(zhǔn))

1.2.3 模型介質(zhì)

實驗使用常溫自來水模擬鋼液。水和鋼液的物理性能如表3所示。

表3 水和鋼液的物理性能

1.3 實驗方案

針對埋入式噴槍不同布置方式、噴吹流量、垂直角及埋入深度（距爐頂高度）對熔池內(nèi)流體攪拌效果的影響，為提高實驗效率減輕工作量，設(shè)計四因素三水平共九組正交試驗，表4為本實驗因素水平表。

表4 因素水平表

2 實驗方法

水模擬實驗分析測定主要通過對熔池混勻時間和熔池內(nèi)流場分布監(jiān)控的方法。實驗前，將兩支電極分別安裝于電弧爐熔池模型兩個不同位置，按照已設(shè)定好的實驗方案對埋入式噴槍及實驗管道進(jìn)行安裝，打開供氣閥門后調(diào)節(jié)流量計至設(shè)定流量，將預(yù)先配置好的飽和KCl示蹤劑快速倒入爐內(nèi)，通過連接在電極上電導(dǎo)率儀連續(xù)對熔池內(nèi)電導(dǎo)率進(jìn)行測定，同時將測定數(shù)值通過DJ800多功能檢測系統(tǒng)將數(shù)值傳遞到電腦，采集結(jié)束后導(dǎo)出實驗結(jié)果（RTD曲線），通過實驗得出混勻時間最短的一組即為最佳實驗條件。

實驗過程中由于埋入式噴槍安裝位置、安裝角度、埋入深度及噴吹流量的不同造成熔池內(nèi)各個位置液體受力不同，實驗過程中加入示蹤劑的分布及熔池內(nèi)液體流動亦有不同。實驗過程中為監(jiān)測流場分布情況，通常采用向流場中加入帶顏色的示蹤劑（本實驗采用墨汁）的方法，整個過程中使用錄像裝置進(jìn)行拍攝，通過對示蹤劑的擴(kuò)散情況的觀測判斷熔池內(nèi)流場走向，分析各個時段下示蹤劑擴(kuò)散的位置、初始流入方向及死區(qū)位置等。

3 實驗結(jié)果分析討論

3.1 混勻時間結(jié)果分析

3.1.1 埋入式噴槍噴吹流量分析

如圖4所示為熔池混勻時間均值隨埋入式噴槍噴吹流量變化趨勢圖。可以發(fā)現(xiàn)，熔池混勻時間均值隨噴吹流量變大明顯降低，當(dāng)埋入式噴槍噴吹流量較低時，噴槍出口氣體動能較低，低速氣體為系統(tǒng)內(nèi)輸入的能量較少，熔池內(nèi)液體流速較小，混勻時間均值較長。隨著氣體流量變大，氣體流速逐漸增大，熔池內(nèi)液體流速逐漸增大，混勻時間逐漸減小，但由于氣體流速變大后氣液兩相能量交換損失的能量也越大，故隨氣體流量增大，混勻時間均值減小幅度逐漸減小。

圖4 混勻時間隨噴槍噴吹流量變化

3.1.2 埋入式噴槍水平布置方式分析

如圖5所示為熔池混勻時間均值隨埋入式噴槍水平布置方式變化趨勢圖。在B種水平布置方式下熔池內(nèi)埋入式噴槍偏向同一角度，故更有利熔池內(nèi)形成橫向大循環(huán)，熔池內(nèi)液體經(jīng)過幾圈旋轉(zhuǎn)即可基本混勻。而水平布置方式為A和C時由于埋入式噴槍兩股射流發(fā)生交匯，熔池內(nèi)無法形成循環(huán)，故混勻時間均值較長。

圖5 混勻時間隨噴槍水平布置方式變化

3.1.3 埋入式噴槍垂直角分析

如圖6所示為熔池混勻時間均值隨埋入式噴槍垂直角變化趨勢圖。當(dāng)垂直角由5°增加到10°后熔池內(nèi)混勻時間均值明顯降低，這是由于增加噴槍垂直角后射流豎直方向沖擊深度逐漸增大，氣體在熔池內(nèi)經(jīng)過的路徑更長，有利熔池內(nèi)氣體與液體的能量交換。而當(dāng)垂直角由10°增加到15°后熔池內(nèi)混勻時間基本不再變化，這是由于隨著垂直角的逐漸增大，射流流股下方逐漸靠近噴槍下方爐壁，能量損失逐漸增大。故在冶煉過程中應(yīng)選擇安裝合理的噴槍垂直角。

圖6 混勻時間隨噴槍垂直角變化

3.1.4 埋入式噴槍埋入深度分析

如圖7所示為熔池混勻時間均值隨埋入式噴槍埋入深度變化趨勢圖。由圖7可知隨著埋入深度增加熔池混勻時間均值逐漸減小，這是由于隨著埋入深度增加更有利于氣體和液體進(jìn)行能量交換，能量損失逐漸減少。但埋入深度與混勻時間均值并非一次函數(shù)關(guān)系，故在冶煉過程中需選擇合理的噴槍埋入深度。

圖7 混勻時間隨噴槍埋入深度變化

3.1.5 各影響因素優(yōu)化分析

對于正交試驗采用SPSS軟件對實驗結(jié)果進(jìn)行分析。在對正交試驗結(jié)果進(jìn)行方差分析前，對正交試驗結(jié)果進(jìn)行Kolmogorov-Smirnov檢驗，檢驗得出P=0.374＞0.05，符合整體的正態(tài)分布，故可以進(jìn)行方差分析。方差分析結(jié)果如表5所示。

表5 方差分析表

方差分析結(jié)果中，當(dāng)顯著性水平P＜0.01時，表明因素對實驗結(jié)果有極其顯著的影響；當(dāng)顯著性水平0.01＜P＜0.05時，表明因素對實驗結(jié)果有顯著影響；顯著性水平P＞0.05時，表明因素對實驗結(jié)果不存在顯著性影響。由表5可知，埋入式噴槍噴吹流量對熔池混勻時間有極其顯著性影響，顯著性水平P＜0.01，其F值為16 897.66；噴槍埋入深度和水平布置方式對熔池混勻時間有顯著性影響，P值均小于0.05，且P（埋入深度）＞P（水平布置方式）；而噴槍垂直角的顯著性水平P=0.111＞0.05，因此噴槍垂直角對熔池混勻時間無顯著性影響。所以可得結(jié)論，四個因素對熔池混勻時間的影響強度大小為：噴吹流量＞埋入深度＞水平布置方式＞垂直角。

各單因素統(tǒng)計量以及配對比較如表6和表7所示。綜合以上結(jié)果可知，當(dāng)噴吹流量為7.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）時混勻時間均值最小，流量為2.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）時混勻時間均值最大，且流量2.5、5.0和7.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）三水平兩兩間均存在顯著性差異，即P＜0.05；水平布置方式為B時混勻時間均值最小，布置方式為C時混勻時間均值最大，且水平布置方式A、B和C三水平兩兩間均存在顯著性差異，P＜0.05；噴槍垂直角為15°時混勻時間均值最小，垂直角為5°時混勻時間均值最大，且垂直角15°和5°與10°之間存在顯著性差異（P＜0.05），而5°和10°之間不存在顯著性差異（P＞0.05）；埋入深度為675 mm時熔池混勻時間均值最小，埋入深度為575 mm時熔池混勻時間均值最大，且埋入深度為575、625和675 mm三水平兩兩間均存在顯著性差異。

表6 單因素描述統(tǒng)計量表

因電弧爐冶煉過程中熔池內(nèi)混勻時間均值越短越好，故為達(dá)到最優(yōu)的熔池混勻時間，水模擬正交試驗可得出最佳匹配方案：噴吹流量7.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）、水平布置方式B、垂直角15°及埋入深度675mm。

3.2 熔池流場測定結(jié)果分析

通過以上對不同實驗條件下混勻時間的測定，確定出最佳布置方案（噴吹流量7.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）、水平布置方式B、垂直角15°及埋入深度675 mm）后，流場的測定以此為基礎(chǔ)，分析不同埋入式噴槍水平布置方式對熔池流場的影響。

表7 配對比較表

圖8 布置方式A下熔池流場

如圖8所示為埋入式噴槍水平布置方式A情況下熔池流場情況。由圖8可知，當(dāng)墨汁加入模型后受靠近墨汁加入位置的噴槍射流沖擊迅速發(fā)生順時針旋轉(zhuǎn)至電弧爐EBT區(qū)域，但由于兩只埋入式噴槍射流在電弧爐中心處發(fā)生交匯使得墨汁未能繼續(xù)順時針旋轉(zhuǎn)，而是被兩股射流阻擋在電弧爐EBT區(qū)域，而后墨汁逐漸越過電弧爐中心沿中線向爐門一側(cè)擴(kuò)散（見圖8（d）），與此同時EBT區(qū)域及中線附近墨汁繼續(xù)向兩側(cè)擴(kuò)散（見圖8（e）），擴(kuò)散速度緩慢。可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)兩只埋入式噴槍為此種布置方式時電弧爐模型內(nèi)未出現(xiàn)明顯的橫向大循環(huán)，主循環(huán)區(qū)主要集中在兩只噴槍周圍，不利于熔池的混勻。

如圖9所示為埋入式噴槍水平布置方式B情況下熔池流場情況。由圖9可知，當(dāng)墨汁加入模型后迅速發(fā)生逆時針旋轉(zhuǎn)，途徑兩只埋入式噴槍流經(jīng)電弧爐EBT區(qū)后完成一次旋轉(zhuǎn)。這是由于兩只埋入式噴槍水平安裝角偏向相同一側(cè)的相同角度，兩股射流相切于以電弧爐中心為圓心的公共圓，使得模型內(nèi)靠近噴槍的液體具有相同方向的初速度，從而使得模型內(nèi)液體產(chǎn)生速度很快的旋流，墨汁加入后隨旋流迅速發(fā)生旋轉(zhuǎn)。由圖9（a）～圖9（e）可知，墨汁加入后基本靠近爐壁迅速進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，由于液體旋轉(zhuǎn)速度較快，初期熔池中心顏色較淺并沒有被墨汁染色，但隨著旋流旋轉(zhuǎn)1～2次即可在熔池內(nèi)完全混勻，且熔池內(nèi)基本無死區(qū)存在，混勻效果較好。

圖9 布置方式B下熔池流場

圖10 布置方式C下熔池流場

如圖10所示為埋入式噴槍水平布置方式C情況下熔池流場情況。與A布置方式類似，墨汁加入模型后受靠近墨汁加入位置的噴槍射流沖擊迅速發(fā)生順時針旋轉(zhuǎn)至電弧爐EBT區(qū)域，由于受到另一側(cè)埋入式噴槍射流的阻擋，墨汁未能繼續(xù)旋轉(zhuǎn)而是沿電弧爐中線向電弧爐中心及爐門一側(cè)擴(kuò)散如圖10（c）所示，同時墨汁向另一側(cè)噴槍周圍緩慢擴(kuò)散如圖10（d）、圖10（e）所示并逐漸混勻。與A、B布置方式相比此種布置方式更不利于熔池混勻，兩只埋入式噴槍射流雖相切于公共圓，但由于公共圓的兩側(cè)所受剪切力方向相同，故熔池內(nèi)無法形成橫向大循環(huán)，同時在EBT區(qū)域出現(xiàn)較A布置方式更為明顯的死區(qū)，墨汁顏色較主循環(huán)區(qū)域更淺。因此，此種布置方式不利于熔池的混勻。

4 結(jié)論

（1）從熔池混勻時間結(jié)果分析可得，埋入式噴槍噴吹、噴槍埋入深度和水平布置方式對熔池混勻時間有顯著性影響，四個因素對熔池混勻時間的影響強度大小為：噴吹流量＞埋入深度＞水平布置方式＞垂直角。

（2）通過正交試驗可得出最佳匹配方案：埋入式噴槍噴吹流量7.5m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）、水平布置方式B、垂直角15°及埋入深度675 mm。

（3）通過對埋入式噴槍不同布置方式下的流場分析可知，當(dāng)埋入式噴槍水平布置同時偏向一側(cè)時，熔池可以在較短時間完成混勻，且混勻效果最好。