120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐水模型優(yōu)化研究

肖龍鑫 李 晶 閆 威 張夢德

(北京科技大學(xué)鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083)

頂?shù)讖?fù)合吹煉技術(shù)結(jié)合了頂吹和底吹氧氣轉(zhuǎn)爐冶煉的優(yōu)點(diǎn)，是目前國內(nèi)外重要的煉鋼方法。如何有效地調(diào)節(jié)熔池的混勻時(shí)間及沖擊深度，以達(dá)到吹煉平穩(wěn)、冶煉時(shí)間短、終渣全鐵含量低、鋼水質(zhì)量好的目的，是頂?shù)讖?fù)合吹煉技術(shù)的關(guān)鍵。張榮生等[1]研究指出：與底吹元件的支數(shù)相比，轉(zhuǎn)爐底吹布置方式對(duì)熔池的混勻時(shí)間影響較大，且當(dāng)?shù)状翟菍?duì)稱布置時(shí)熔池的混勻時(shí)間最短。Singh等[2]研究表明：在頂?shù)讖?fù)吹條件下，將底吹元件均勻分布在0.4D節(jié)圓上(即底吹元件所在分布圓的直徑為轉(zhuǎn)爐熔池直徑的0.4倍)時(shí)，熔池內(nèi)液體的混勻時(shí)間最短；而純底吹時(shí)，0.56D的布置混勻時(shí)間最短。曾興富等[3]提出：當(dāng)?shù)状翟剞D(zhuǎn)爐耳軸方向布置時(shí)，與對(duì)稱分布相比，非對(duì)稱布置的熔池混勻時(shí)間縮短了28%。Nakanishi等[4]認(rèn)為：底吹轉(zhuǎn)爐的混勻時(shí)間比頂吹轉(zhuǎn)爐短，且底吹轉(zhuǎn)爐的混勻時(shí)間τ與底吹元件支數(shù)的1/3次方成正比。此外，當(dāng)頂吹轉(zhuǎn)爐熔池的沖擊深度較淺時(shí)，由于熔池液面對(duì)頂吹射流的反彈，射流的動(dòng)能利用率下降，熔池混勻時(shí)間較長。

縱觀前人的轉(zhuǎn)爐水模擬試驗(yàn)研究，大都側(cè)重于底吹布置方式對(duì)混勻時(shí)間的影響，并未系統(tǒng)地指出頂吹氣體流量及氧槍位置對(duì)熔池混勻時(shí)間和沖擊深度的影響。且由于各鋼鐵企業(yè)的轉(zhuǎn)爐條件、產(chǎn)品要求不同，仍存在大量的實(shí)際問題需要進(jìn)一步研究。

本文以某廠120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐為原型，依據(jù)相似原理進(jìn)行了水力學(xué)模型試驗(yàn)，研究了頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置對(duì)熔池混勻時(shí)間和沖擊深度的影響，并基于模擬結(jié)果進(jìn)行了工業(yè)試驗(yàn)，取得了良好的效果，可為現(xiàn)場生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原理與參數(shù)的確定

水模型試驗(yàn)主要模擬頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐射流對(duì)熔池的攪拌作用，依據(jù)相似原理，在設(shè)計(jì)試驗(yàn)室頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐模型時(shí)，要保證試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原型的幾何相似和動(dòng)力學(xué)相似。

對(duì)于幾何相似，確定合適的相似比尤為重要。相似比為原型的某一主要幾何尺寸與模型同一幾何尺寸的比值，其表達(dá)式為[5]：

(1)

式中Lp和Lm分別為原型和模型的幾何特征尺寸。

查閱相關(guān)文獻(xiàn)資料[6- 9]，結(jié)合轉(zhuǎn)爐爐體的實(shí)際尺寸及實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有條件，本文將幾何相似比設(shè)為7。120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐與氧槍噴頭原型及模型的尺寸如表1所示。

表1 120 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐與氧槍噴頭原型和模型的尺寸 Table 1 Size of prototype and model of 120 t top- bottom combined blowing converter and lance nozzle

通常情況下，頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐水模試驗(yàn)中主要考慮流體的慣性力和重力，因此，為保證試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原型的動(dòng)力學(xué)相似，應(yīng)確保兩者的修正弗勞德準(zhǔn)數(shù)相等[10- 12]，即：

Frm′=Frp′

(2)

(3)

式中：Qm、Qp分別為模型和原型的氣體流量；ρgm、ρgp分別為模型和原型的氣體密度，kg/m3；ρlm、ρlp分別為模型和原型的液體密度，kg/m3；Lm、Lp分別為模型和原型的同一特征尺寸，m。

結(jié)合該廠120 t轉(zhuǎn)爐的實(shí)際生產(chǎn)，本文設(shè)定頂吹氣體流量為30 000～38 000 Nm3/h，底吹氣體流量為170～770 Nm3/h，氧槍槍位為1 300～2 100 mm。

實(shí)際生產(chǎn)中，原型氧槍噴頭的出口流速為超音速，而實(shí)驗(yàn)室的模型氧槍無法滿足這一條件。若將實(shí)際生產(chǎn)中的原型槍位按照相似比進(jìn)行縮小模擬，會(huì)導(dǎo)致模型氧槍射流與熔池接觸面積偏大而中心流速偏低，進(jìn)而影響試驗(yàn)的準(zhǔn)確性，因此本文對(duì)模型槍位進(jìn)行了修正，令模型槍位減去相應(yīng)的修正項(xiàng)(LS-X)M[6]。計(jì)算過程為：

LS=5.78dt(P0-2)

(4)

(5)

式中：LS為超音速核心段長度，mm；dt為噴頭喉口直徑，mm；P0為噴頭前滯止壓力，kg/cm2；V0為射流出口流速，m/s；x為假想亞音速噴頭與超音速核心末端的間距，mm；dS為噴頭出口直徑，mm；a為音速，m/s。

本文的槍位修正項(xiàng)為94 mm。由式(2)和式(3)推導(dǎo)得出的原型及模型轉(zhuǎn)爐的頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置如表2所示。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備與方法

表2 原型和模型轉(zhuǎn)爐的頂吹氣體流量、底吹氣體流量、氧槍位置(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))Table 2 Top blowing gas flow rate, bottom blowing gas flow rate and oxygen lance height of the prototype and model converter (standard state)

用正交試驗(yàn)方法，研究了頂吹氣體流量、底吹氣體流量、氧槍位置3個(gè)因素對(duì)熔池混勻時(shí)間和沖擊深度的影響，每個(gè)因素設(shè)計(jì)5個(gè)變量，共計(jì)125組平行試驗(yàn)，每組試驗(yàn)重復(fù)3～5次，取平均值。通過對(duì)比這125組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，確定合理的頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置的搭配方案。

試驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示。根據(jù)試驗(yàn)方案中流量進(jìn)行供氣，待氣體流量穩(wěn)定后，向轉(zhuǎn)爐模型的漏斗中加入40 ml飽和NaCl溶液作為示蹤劑，數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)將自動(dòng)記錄電導(dǎo)探頭處水溶液電導(dǎo)率的變化。當(dāng)熔池混勻時(shí)(電導(dǎo)率波動(dòng)范圍在5%以內(nèi))，導(dǎo)出相應(yīng)的混勻時(shí)間，每組試驗(yàn)重復(fù)5～7次，去掉偏差較大的數(shù)據(jù)取平均值。同時(shí)，采用水平儀配合標(biāo)尺對(duì)熔池的沖擊深度進(jìn)行測量，盡可能減少人為誤差，每組測3～5次，去掉偏差較大的數(shù)據(jù)取平均值。

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental device

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 混勻時(shí)間的水模型試驗(yàn)

混勻時(shí)間是衡量復(fù)吹轉(zhuǎn)爐內(nèi)熔池?cái)嚢鑿?qiáng)度和溶質(zhì)擴(kuò)散速度的一個(gè)最直觀的技術(shù)參數(shù)[7]，對(duì)加快熔池傳質(zhì)、縮短轉(zhuǎn)爐吹煉時(shí)間、均勻鋼液溫度和成分以及降低爐渣全鐵含量具有重要意義。

2.1.1 頂吹氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響

頂吹氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響如圖2所示。由圖2可知，在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，當(dāng)頂吹氣體流量較小時(shí)，隨著頂吹流量的增加，熔池的混勻時(shí)間逐漸縮短，頂吹流量為104.4 Nm3/h時(shí)達(dá)到最小值，繼續(xù)增加頂吹流量，混勻時(shí)間基本保持不變甚至略有增加。這是因?yàn)楫?dāng)頂吹流量較小時(shí)，隨著頂吹流量的增加，氣體的動(dòng)能逐漸增大，熔池的攪拌逐漸增強(qiáng)，混勻時(shí)間逐漸縮短。當(dāng)頂吹流量超過某一臨界值時(shí)，隨著頂吹流量的增大，熔池液面反彈的氣體動(dòng)能增加，且頂吹氣體的沖擊面積逐漸增大，底吹裝置與沖擊區(qū)的間距縮小，底吹對(duì)熔池的攪拌受到抑制，弱化了頂吹和底吹對(duì)熔池?cái)嚢璧呐浜献饔?，熔池的混勻時(shí)間基本保持不變甚至略有增加。此外，頂吹流量過大時(shí)，多孔噴頭射流的偏移效應(yīng)顯著增強(qiáng)，射流向噴頭中心軸線一方移動(dòng)，造成熔池內(nèi)液體呈螺旋狀劇烈波動(dòng)，不利于轉(zhuǎn)爐吹煉的平穩(wěn)進(jìn)行。在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，最佳頂吹流量為104.4 Nm3/h。

2.1.2 底吹氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響

圖2 頂吹氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響Fig.2 Effect of top blowing gas flow on mixing time

底吹氣體流量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響如圖3所示。由圖3可知，除圖3(a)之外，在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，當(dāng)?shù)状禋怏w流量較小時(shí)，隨著底吹氣體流量的增加，熔池的混勻時(shí)間逐漸縮短，在底吹流量為1.41 Nm3/h時(shí)達(dá)到最小，繼續(xù)增加底吹流量，熔池的混勻時(shí)間保持不變甚至有所增加。這是因?yàn)榈状禋怏w進(jìn)入熔池，在底槍出口附近，由于氣流對(duì)液滴的分裂作用以及不穩(wěn)定的氣- 液表面對(duì)液體的剪切作用，使底吹氣體的動(dòng)能被消耗殆盡，主要依靠底吹氣體形成的氣泡群的浮力對(duì)熔池進(jìn)行攪拌，顯然氣泡的直徑越小、數(shù)量越多、彌散性越強(qiáng)，對(duì)熔池的攪拌效果越好[6,13]。氣泡的浮力主要與底吹氣體流量有關(guān)。當(dāng)?shù)状盗髁枯^小時(shí)，隨著底吹流量的增加，氣泡的浮力逐漸增大，對(duì)熔池的攪拌逐漸增強(qiáng)，熔池的混勻時(shí)間逐漸縮短。但當(dāng)?shù)状盗髁砍^一定值時(shí)，隨著底吹氣體流量的繼續(xù)增加，氣泡變大而連續(xù)，甚至發(fā)生氣流上升貫穿熔池的現(xiàn)象，不僅造成底吹氣體能量的利用率下降，導(dǎo)致熔池混勻時(shí)間保持不變甚至有所增加，而且會(huì)使熔池產(chǎn)生劇烈波動(dòng)，不利于吹煉的平穩(wěn)進(jìn)行。在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，最佳底吹流量為1.41 Nm3/h。

圖3 底吹氣體流量對(duì)混勻時(shí)間的影響Fig.3 Effect of bottom blowing gas flow on mixing time

2.1.3 氧槍位置對(duì)混勻時(shí)間的影響

氧槍位置對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響如圖4所示。由圖4可知，在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，當(dāng)槍位為92 mm時(shí)，熔池的混勻時(shí)間較短。隨著槍位的提高，熔池的混勻時(shí)間呈先增加后減小再增加的趨勢，并在槍位為177 mm時(shí)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。繼續(xù)提高槍位，混勻時(shí)間有所增加。這是因?yàn)楫?dāng)氧槍位置較低時(shí)，熔池的沖擊深度較大，熔池波動(dòng)劇烈，雖然此時(shí)熔池的混勻時(shí)間較短，但若在實(shí)際生產(chǎn)中采用此槍位，不僅會(huì)加劇頂吹氣體對(duì)爐底的侵蝕，而且也不利于轉(zhuǎn)爐吹煉的平穩(wěn)進(jìn)行。隨著槍位的提高，氧槍噴頭與熔池液面的距離增加，熔池的沖擊面積逐漸增大，頂吹氣體可以對(duì)更大范圍內(nèi)的液體進(jìn)行攪拌，熔池的混勻時(shí)間逐漸縮短。當(dāng)槍位升高到一定程度時(shí)，隨著槍位的繼續(xù)提高，熔池的沖擊面積進(jìn)一步增大，但氧槍噴頭到熔池液面的距離過大，使頂吹氣體到達(dá)熔池液面時(shí)衰減嚴(yán)重，不利于熔池?cái)嚢瑁鄢氐幕靹驎r(shí)間逐漸增加。綜上所述，當(dāng)氧槍高度為177 mm時(shí)，熔池內(nèi)液體的攪拌效果最好。

圖4 氧槍位置對(duì)混勻時(shí)間的影響Fig.4 Effect of oxygen lance height on mixing time

上述試驗(yàn)結(jié)果可歸結(jié)為：在保證吹煉平穩(wěn)的前提下，當(dāng)頂吹氣體流量為104.4 Nm3/h、底吹氣體流量為1.41 Nm3/h、氧槍槍位為177 mm時(shí)，熔池的攪拌效果最好，混勻時(shí)間最短。

2.2 沖擊深度的水模型試驗(yàn)

當(dāng)氧氣射流沖擊熔池液面時(shí)，若被沖擊液面承受的沖擊力超過沖擊區(qū)以外熔池表面所承受的壓力，就會(huì)將沖擊處的液體排開而形成沖擊坑，沖擊坑最底端距熔池液面的垂直距離即為熔池的沖擊深度，也稱穿透深度[13]。沖擊深度的大小直接影響轉(zhuǎn)爐的脫碳速率及化渣效果，沖擊深度過小，頂吹氣體對(duì)熔池的攪拌不足，氧氣的利用效率降低，轉(zhuǎn)爐吹煉時(shí)間延長；沖擊深度過大，則氧氣的利用率提高，但氧氣射流對(duì)爐底的侵蝕加劇，轉(zhuǎn)爐爐齡縮短。因此，確定合適的沖擊深度對(duì)轉(zhuǎn)爐的高效冶煉十分重要。

2.2.1 頂吹氣體流量對(duì)沖擊深度的影響

頂吹氣體流量對(duì)熔池沖擊深度的影響如圖5所示。由圖5可知，在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，當(dāng)氧槍位置與底吹氣體流量一定時(shí)，熔池的沖擊深度隨著頂吹氣體流量的增加而增加，這是因?yàn)楫?dāng)槍位與底吹氣體流量不變時(shí)，隨著頂吹氣體流量的增加，由氧槍噴頭射出及到達(dá)熔池液面的氣體動(dòng)能和速度相應(yīng)增大，對(duì)熔池內(nèi)液體的沖擊隨之增強(qiáng)，熔池的沖擊深度增加。

2.2.2 氧槍位置對(duì)沖擊深度的影響

圖5 頂吹氣體流量對(duì)熔池沖擊深度的影響Fig.5 Effect of top blowing gas flow rate on penetration depth of the molten pool

氧槍位置對(duì)熔池沖擊深度的影響如圖6所示。由圖6可知，在本文試驗(yàn)范圍內(nèi)，當(dāng)頂吹和底吹氣體流量一定時(shí)，熔池內(nèi)液體的沖擊深度隨氧槍位置的提高而減小。這是因?yàn)轫敶禋怏w由氧槍噴頭射出，在到達(dá)熔池液面過程中，會(huì)抽引周圍介質(zhì)，使射流橫截面積逐漸增大、速度逐漸減小。當(dāng)頂吹和底吹流量一定時(shí)，隨著氧槍位置的提高，頂吹氣體與熔池液面的間距增加，射流速度衰減加快，熔池的沖擊深度逐漸減小。

圖6 氧槍位置對(duì)熔池沖擊深度的影響Fig.6 Effect of oxygen lance height on penetration depth of the molten pool

當(dāng)沖擊深度達(dá)到熔池深度的1/2時(shí)，轉(zhuǎn)爐冶煉可達(dá)到良好的技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)[13]。由混勻時(shí)間試驗(yàn)結(jié)果可知，在試驗(yàn)范圍內(nèi)，為縮短熔池的混勻時(shí)間，最佳頂吹流量為34 000 Nm3/h，底吹流量為470 Nm3/h，槍位為1.9 m。而現(xiàn)場轉(zhuǎn)爐脫碳期采用的頂吹流量為32 000 Nm3/h，底吹流量為170 Nm3/h，槍位為1.7 m。這兩種頂?shù)讖?fù)吹搭配方式對(duì)應(yīng)的沖擊深度如圖7所示。

由圖7可知，現(xiàn)場采用的頂?shù)讖?fù)吹搭配方案對(duì)應(yīng)的水模型試驗(yàn)的熔池沖擊深度為10 cm，而采用優(yōu)化的頂?shù)讖?fù)吹搭配方案對(duì)應(yīng)的水模型試驗(yàn)的沖擊深度為10.6 cm，與前者相比略有增加，但仍處于合理的范圍內(nèi)。

圖7 不同頂?shù)讖?fù)吹搭配方式對(duì)應(yīng)的熔池沖擊深度Fig.7 Penetration depths corresponding to the different top and bottom combined blowing schemes

3 現(xiàn)場應(yīng)用效果分析

該廠120 t轉(zhuǎn)爐吹煉期采用的底吹控制模式分為4個(gè)階段。第1階段為開吹1～3 min，第2階段為開吹4～8 min，第3階段為開吹9～10 min，第4階段為開吹11 min至吹煉結(jié)束，除第1階段的底吹流量為360 Nm3/h外，其余階段的底吹流量均為170 Nm3/h。頂吹氣體流量約為32 000 Nm3/h，脫碳期的槍位為1.7～1.8 m。根據(jù)水模型試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)現(xiàn)場頂?shù)讖?fù)吹搭配方式做了以下調(diào)整：

(1)將頂吹流量增加至34 000 Nm3/h左右，提高供氧強(qiáng)度的同時(shí)，加強(qiáng)頂吹氣體對(duì)熔池的攪拌，促進(jìn)熔池內(nèi)各元素在渣- 金間的傳質(zhì)，縮短轉(zhuǎn)爐吹煉時(shí)間。

(2)開吹前2 min保持2.1 m的較高槍位，提高渣中(FeO)含量，促進(jìn)石灰熔化?？紤]到轉(zhuǎn)爐化渣對(duì)槍位控制的影響，開吹第3 min至終點(diǎn)壓槍前仍保持槍位為1.7～1.8 m，略低于水模擬試驗(yàn)得出的最佳槍位，避免渣中積累過多的(FeO)，其間可根據(jù)轉(zhuǎn)爐實(shí)際化渣情況進(jìn)行調(diào)整。

(3)根據(jù)水模型試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合脫碳期CO氣泡對(duì)熔池的攪拌作用，設(shè)置5組底吹對(duì)照試驗(yàn)，通過對(duì)比實(shí)際冶煉效果，確定合理的底吹控制模式。對(duì)照試驗(yàn)不同吹煉階段的底吹流量控制如表3所示。不同頂?shù)讖?fù)吹搭配方案的現(xiàn)場冶煉效果如表4所示。

表3 對(duì)照試驗(yàn)不同吹煉階段的底吹流量控制Table 3 Bottom blowing flow control in different blowing stages of control experiments Nm3/h

表4 不同頂?shù)讖?fù)吹搭配方案的現(xiàn)場冶煉效果Table 4 Field smelting effect of different top and bottom combined blowing schemes

由表4可知，在鐵水裝入量和鐵水碳含量基本一致的情況下，采用底吹控制模式5時(shí)，轉(zhuǎn)爐吹煉時(shí)間最短，為12.57 min；采用底吹控制模式2時(shí)，轉(zhuǎn)爐終渣全鐵質(zhì)量分?jǐn)?shù)最低，為12.16%，吹煉時(shí)間略長于底吹控制模式5，為12.86 min。綜合考慮轉(zhuǎn)爐冶煉成本及底吹氣體后座效應(yīng)對(duì)爐底的侵蝕，可確定該廠120 t轉(zhuǎn)爐的最佳底吹控制模式為2。

4 結(jié)論

(1)隨著頂吹流量的增加，熔池的混勻時(shí)間先減小后增加，在頂吹流量為104.4 Nm3/h時(shí)混勻時(shí)間最短；隨著底吹流量的增加，熔池的混勻時(shí)間也為先減小后增加，在底吹流量為1.41 Nm3/h時(shí)混勻時(shí)間最短；隨著槍位的提高，熔池的混勻時(shí)間先增加后減小再增加，槍位為177 mm時(shí)熔池的混勻效果最佳。

(2)熔池的沖擊深度隨頂吹流量的增加而增加，隨氧槍位置的提高而減小，最佳頂吹、底吹及槍位條件下的沖擊深度為10.6 cm，在合理范圍內(nèi)。

(3)基于試驗(yàn)結(jié)果調(diào)整生產(chǎn)現(xiàn)場的頂吹流量、底吹流量及氧槍槍位，已將該廠120 t轉(zhuǎn)爐的吹煉時(shí)間從13.72 min縮短至12.86 min，終渣(T.Fe)質(zhì)量分?jǐn)?shù)從16.33%降低至12.16%。