120 t鋼包雙孔底吹氬精煉工藝優(yōu)化

供稿|葉玉奎，王向紅，張超杰，張立強，阿里·納卡什，張煒，趙傲南

作者單位：1. 中天鋼鐵集團有限公司，江蘇 常州 213000；2. 安徽工業(yè)大學冶金工程學院，安徽 馬鞍山 243032；3. 新興鑄管特種管材公司，江蘇 江陰 214400

內(nèi)容導讀

為提高鋼水潔凈度，降低鋼包底吹氬攪拌過程對渣線區(qū)域侵蝕速度，采用物理模擬技術對中天鋼鐵120 t 鋼包雙孔底吹氬工藝進行優(yōu)化。基于相似原理和鋼包原型尺寸建立了模型比為1∶4的物理模型，研究了不同雙底吹透氣元件布置時底吹流量對混勻時間、側壁沖刷以及鋼液卷渣的影響。結果表明，以低于臨界流量進行底吹時，混勻時間與底吹流量呈負相關變化，底吹流量超過臨界值，混勻時間變化微弱。鋼包壁面處的流體流速隨底吹流量增加持續(xù)增大。底吹元件優(yōu)化布置方案為：兩底吹孔夾角為90°，距鋼包底部中心0.4R/0.4R。與原鋼包相比，優(yōu)化后精煉周期縮短2.1 min，鋼水氧含量降至較低水平，大于5 μm顯微夾雜物占比下降了6.9%，鋼包使用壽命提升超過6%。

為了獲得品質更高的鋼鐵材料，現(xiàn)代煉鋼生產(chǎn)中增加了鋼水二次精煉環(huán)節(jié)，尤其是鋼包底吹氬精煉因適用性強、運行成本低而被廣泛應用[1-3]。該技術借助包底吹入氬氣的攪拌作用，強化鋼-渣間的化學反應，去除有害氣體和非金屬夾雜物，從而實現(xiàn)鋼水潔凈度水平的提高。鋼包底吹氬是一個包含了動量、熱量和質量混合傳遞的復雜冶金過程，鋼水成分及溫度的均勻性、非金屬夾雜碰撞長大等對鋼的性能產(chǎn)生重大影響的關鍵因素都與鋼水的流動密切相關，因此，對鋼水流動狀態(tài)的研究就顯得格外重要[4-5]。然而，精煉過程中鋼水流動的速度和軌跡紊亂程度難以直接觀察和測量，通常采用物理模擬或數(shù)學模擬技術達成上述目標。物理模擬是指模型與原型之間在滿足過程機理、單值條件以及控制準數(shù)相同或相似基礎上所建立的以實驗模擬真實物理過程的方法[6-7]。為進一步提升中天鋼鐵集團特鋼產(chǎn)品質量，降低產(chǎn)品缺陷，采用物理模擬方法對120 t鋼包雙底吹氬工藝進行優(yōu)化，查明透氣元件布置方式和底吹流量等因素對鋼水流動行為的影響，以解決卷渣及鋼水夾雜物偏高等生產(chǎn)問題。

模擬實驗

實驗原理

鋼包底吹氬精煉過程中，包內(nèi)鋼液的流動是在自身重力和氣泡浮力協(xié)同作用下發(fā)生的，該流動可視為不可壓縮黏性流動，為保證實驗模型和現(xiàn)場原型運動的相似性，需同時滿足雷諾數(shù)(Re)和弗勞德數(shù)(Fr)相等。由流體力學原理可知，當流體流動的Re大于第二臨界值1×104～1×105，流體流速分布和湍動程度幾乎不受Re影響，即通常所指的流動進入自?；瘏^(qū)域。依據(jù)該理論，當模擬介質與鋼包鋼液的流動Re處于同一自?；瘏^(qū)時，只考慮Fr相等，即可滿足相似條件[8]。實驗鋼包模型相似比為1∶4，鋼包原型與模型內(nèi)腔尺寸及介質物理參數(shù)見表1所示。

表1 鋼包原型與模型內(nèi)腔尺寸及介質物理參數(shù)

鋼包底吹氬過程中，引發(fā)體系流動的主要動力源自氣泡的浮力，為使物理模擬與現(xiàn)場過程的動力相似，根據(jù)相似原理中的π定理，必須保證模型與原型的修正Fr相等。修正Fr見式(1)[7-8]。

式中，μ為特征速度，m/s；D為鋼包直徑，m；ρg、ρ1為氣體和溶液密度，kg/m3。

特征速度μ可由式(2)給出：

式中，Q為氣體體積流量，m3/s；d為透氣磚當量直徑，m。

將式(2)代入式(1)，并令物理模型與鋼包原型的修正Fr相等，(Fr′)m=(Fr′)p可得：

式中，Qm為模型氣體體積流量，m3/min；Qp為原型氣體體積流量，m3/min。

由式(3)通過計算即可得到物理模型與鋼包原型底吹氣體流量的對應關系。

實驗方法

圖1給出了鋼包底吹物理模擬實驗透氣元件布置示意圖，兩透氣元件分布在距鋼包底中心0.4R、0.485R和0.8R的同心圓上，夾角分別為90°和120°，具體實驗方案見表2所示。本研究主要以混勻時間作為特性指標評判不同底吹方案的精煉效果，該指標通過“刺激-響應”法獲得，即將一定量飽和NaCl溶液注入盛有液態(tài)模擬介質的模型鋼包內(nèi)，利用DJ800水工測量儀以及鋼包滯留區(qū)所安裝的電導電極完成模擬介質電導率的采集、記錄和存儲?；靹驎r間t0.95的選取標準為|Ct-C∞|≤0.05C∞[9]，測定前需保證包內(nèi)模擬介質處于穩(wěn)定流動狀態(tài)，每組方案重復2次，不同位置電極所得混勻時間取平均值處理。

圖1 物理模擬實驗底吹透氣元件布置示意圖

表2 120 t鋼包底吹氬物理模擬實驗方案

結果與分析

不同方案下的混勻時間

圖2 不同夾角下底吹流量與混勻時間的變化關系：(a) 120°；(b) 90°

圖2給出了兩透氣元件夾角為120°在不同方案下底吹流量與混勻時間的變化關系。從圖2(a)中可以看出，隨底吹氣體流量增加，不同方案下的混勻時間均呈逐漸降低趨勢，底吹流量在20～90 L/min范圍內(nèi)，混勻時間降低速率較快，流量大于90 L/min后，混勻時間變化趨于平緩。分析認為，鋼包底部吹入氣體后，包內(nèi)鋼液在上升氣泡推動下作環(huán)流運動。底吹流量增加，氣泡的攪拌能增大，環(huán)流速度加快，環(huán)流周期縮短，鋼液能夠在較短時間內(nèi)達到均勻狀態(tài)。當?shù)状盗髁砍^某一值后，氣泡的攪拌能大于維持鋼液平穩(wěn)環(huán)流所需能量，過剩的攪拌能則以液面隆起或翻滾方式在氣-液界面處釋放，混勻時間則不再發(fā)生明顯變化，因此，鋼液最短混勻時間都存在一個對應的臨界底吹流量。將透氣元件不同位置時的混勻時間進行對比，在小流量(<90 L/min)鋼水凈化階段，透氣元件位置0.485R的混勻時間明顯小于0.4R和0.8R；大流量(>120 L/min)鋼液合金化操作時，透氣元件位置0.485R和0.8R時不同底吹流量下的混勻時間較為接近，且都少于位置0.4R。綜合比較，兩透氣元件夾角為120°時，元件布置位置0.485R方案較優(yōu)。

圖2(b)給出了兩透氣元件夾角為90°不同方案底吹流量與混勻時間的變化關系。圖中數(shù)據(jù)表明，夾角為90°時，不同方案下底吹流量與混勻時間的變化趨勢與夾角120°類似，即隨底吹流量增加，混勻時間呈逐漸降低趨勢。所不同的是，透氣元件位置0.4R在底吹流量小于90 L/min時混勻時間降低速率比夾角120°方案更快，流量為90 L/min時混勻時間為66.4 s，比夾角120°方案相同底吹流量時的88.7 s降低了25.3%。在流量為120～150 L/min區(qū)間內(nèi)獲得均值為50.5 s的最短混勻時間，而夾角120°方案最短混勻時間則出現(xiàn)在流量為150～200 L/min區(qū)間內(nèi)。由此可見，透氣元件位置0.4R且夾角為90°優(yōu)于透氣元件位置0.485R且夾角為120°方案。

圖3給出了透氣元件不同夾角時底吹流量與混勻時間的變化關系，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，透氣元件分布在0.4R和0.8R位置，兩透氣元件夾角為90°時的混勻時間相比夾角為120°明顯縮短。分析認為，透氣元件夾角角度減小，兩底吹氣孔相對距離縮短，相同底吹流量下，氣流攪拌作用得到強化，利于混勻速度提升，混勻時間縮短。同時可以看出，透氣元件夾角同為90°時，元件位置0.8R比0.4R的混勻時間有所延長，表明兩透氣元件夾角角度較小時，透氣元件布置在距鋼包底中心較遠位置會出現(xiàn)局部偏吹，鋼液環(huán)流速度降低，混勻時間增加。

圖3 不同位置時透氣元件底吹流量與混勻時間的關系：(a) 0.4R；(b) 0.8R

不同方案下液面排渣與卷渣

底吹精煉時，因流量控制不利可能形成卷渣從而影響鋼液質量，選擇0.4R-90°和0.485R-120°方案進行了卷渣模擬實驗。排渣實驗照片見圖4所示，底吹流量與排渣直徑和渣卷入深度關系見圖5。

結合不同方案底吹過程中排渣照片(圖4)以及卷渣深度、排渣直徑數(shù)據(jù)(圖5)可以看出，對于0.4R夾角90°方案來說，隨底吹流量增加，卷渣深度和排渣直徑呈逐漸增加趨勢。流量小于60 L/min時，表面波動基本平穩(wěn)，上升氣流到達液-渣界面后溢出，排渣直徑約在300～400 mm之間，液渣被推到鋼包邊緣偶有輕微卷渣，深度低于100 mm。當流量增加到120 L/min后，表面波動增強，排渣直徑增加到500 mm左右，排渣區(qū)域出現(xiàn)疊加現(xiàn)象，卷渣深度約250 mm；流量增加至200 L/min時，排渣直徑接近600 mm，液面發(fā)生翻騰，卷渣入深度最大350 mm。對于0.485R夾角120°方案，卷渣深度和排渣直徑隨底吹流量變化與0.4R夾角90°方案類似，但排渣直徑變動速率相對平緩，而卷渣深度變化較大，底吹流量為120 L/min時，卷渣深度最大為500 mm，流量增加到200 L/min后，卷渣入深度超過700 mm。模擬卷渣實驗結果表明，0.4R夾角90°方案優(yōu)于0.485R夾角120°方案。

不同方案下的表面流速

圖4 不同方案底吹過程中排渣照片：(a) 0.4R-90°流量60 L/min；(b) 0.4R-90°流量120 L/min；(c) 0.4R-90°流量200 L/min；(d) 0.485R-120°流量60 L/min；(e) 0.485R-120°流量120 L/min；(f) 0.485R-120°流量200 L/min

圖5 不同底吹與卷渣深度與排渣直徑的關系：(a) 排渣直徑；(b) 卷渣深度

圖6 不同底吹方案下鋼包側壁區(qū)域的液面流速

鋼包中液體流速大小能夠定量反映其流動狀態(tài)，通過底吹過程中包壁附近液體流速可以評判流動對包壁沖刷的影響。圖6給出了原型、0.485R-120°、0.4R-90°三個方案不同底吹流量下包壁附近的液面流速。從圖中可以看出，隨著底吹氣體流量增加，包壁處鋼液面流速持續(xù)增大，鋼液對包壁沖刷逐漸變得嚴重。比較而言，在各底吹流量下，0.4R-90°方案包壁附近的液面流速均低于其他兩個方案，表明該位置對包壁的沖刷相對弱。鋼包精煉過程中，吹入鋼包的氬氣與鋼液形成的氣液混合流，當混合流距包壁較近時會產(chǎn)生明顯的“附壁”效應，對包壁材料產(chǎn)生沖刷，一方面會降低鋼包使用壽命，另一方面，沖蝕的耐材進入鋼液形成夾雜，如不能上浮至液面被熔渣吸收，對鋼液質量產(chǎn)生很大負面影響。因此吹元件位置優(yōu)化時既要考察混勻時間，又要兼顧氣液混合流上升運動行為。

優(yōu)化方案生產(chǎn)應用

綜合考慮底吹過程中的混勻時間、氣液混合流對包壁的沖刷以及液面波動，選定底吹孔位于距鋼包底部中心距離為0.4R/0.4R，透氣元件夾角為90°對原有鋼包底吹系統(tǒng)進行改造。利用優(yōu)化鋼包實施70級硬線精煉操作，吹氬結束后，包內(nèi)鋼水平均全氧含量ωT[O]< 21.5×10-6，平均脫硫時間為22.4 min，相比原鋼包脫硫時間縮短2.1 min，尺寸大于5 μm的顯微夾雜物占比由優(yōu)化前的33.4%降低至26.5%。優(yōu)化鋼包精煉過程對渣線的沖刷與侵蝕較改造前有一定程度的減輕，鋼包使用壽命由平均75.4次增加至80次。

結束語

(1) 基于物理模擬實驗，綜合混勻時間、液面波動以及氣液混合流沖刷包壁等因素，確定了鋼包底吹氬透氣元件最優(yōu)布置方案為：兩底吹孔距鋼包底部中心0.4R/0.4R，夾角為90°。

(2) 低于臨界流量底吹時，混勻時間與底吹流量呈負相關變化，底吹流量超過臨界值，混勻時間變化趨于平穩(wěn)。相同底吹流量下，透氣元件位置越靠近包壁，鋼液液面流速越大，沖刷越嚴重。

(3) 實踐表明，優(yōu)化后的底吹元件布置方式效果良好，與改造前相比，精煉周期縮短2.1 min，鋼水氧含量降至較低水平，尺寸大于5 μm 的顯微夾雜物占比降低至26.5%，鋼包使用壽命提升超過6%。