大流量底吹轉(zhuǎn)爐的水模擬研究

章 杰，朱 榮，李偉峰，唐逸興

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

目前，轉(zhuǎn)爐主要是通過頂吹氧氣，底吹氬氣或氮?dú)膺M(jìn)行冶煉。隨著市場(chǎng)對(duì)低磷鋼和超低磷鋼的需求日益增大，傳統(tǒng)頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐已經(jīng)難以經(jīng)濟(jì)高效地生產(chǎn)此類鋼種[1-2]。而底吹O2-CaO轉(zhuǎn)爐顯著改善了轉(zhuǎn)爐的脫磷條件，可以穩(wěn)定地冶煉低磷鋼[3-4]。水模擬對(duì)于研究轉(zhuǎn)爐熔池的傳輸動(dòng)力學(xué)條件具有重要意義[5-6]。由于CaO顆粒是由大流量底吹氣體作為載氣送入轉(zhuǎn)爐的金屬熔池內(nèi)，因此，對(duì)于大流量底吹轉(zhuǎn)爐的物理模擬將為底吹O2-CaO轉(zhuǎn)爐研究提供重要理論基礎(chǔ)。

1 水模擬實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

本實(shí)驗(yàn)利用水模擬鋼液，利用空氣模擬氧氣進(jìn)行冷態(tài)實(shí)驗(yàn)。根據(jù)相似原理，不僅要保證模型和原型幾何相似，而且要保證模型和原型的動(dòng)力相似[7-8]。

λ=lm/lp

(1)

式中：lm和lp代表模型和原型的幾何尺寸。

動(dòng)力相似就要求模型和原型修正的Froude準(zhǔn)數(shù)(Fr′)相等，即

(Fr′)m=(Fr′)p

(2)

(3)

由式(3)計(jì)算可得模型和原型氣體流速的對(duì)應(yīng)關(guān)系，即

(4)

再進(jìn)一步確定模型和原型氣體流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系，即

(5)

式中：ρlm、ρlp分別為模型和原型的液體密度，kg/m3；ρgm、ρgp分別為模型和原型的氣體密度，kg/m3；dm、dp分別為模型和原型氧槍及底槍直徑，mm；g為重力加速度，m/s2；vm、vp分別是模型和原型的氣體流速，m/s；Qm、Qp分別為模型和原型的氣體流量，m3/h(標(biāo)準(zhǔn))。

本實(shí)驗(yàn)選取的相似比λ為1∶5，計(jì)算得到模型和原型的主要相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1模型和原型的主要參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

本實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)裝置主要包括有機(jī)玻璃轉(zhuǎn)爐模型、空氣壓縮機(jī)、儲(chǔ)氣罐、壓力表、轉(zhuǎn)子流量計(jì)、氧槍、底吹原件、電極、電導(dǎo)率儀以及DJ800采集卡。水模擬實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，4種底吹位置如圖2所示。

圖1 水模擬實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

圖2 底吹位置示意圖

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

利用水模擬實(shí)驗(yàn)，通過混勻時(shí)間的快慢來判斷熔池?cái)嚢璧膹?qiáng)弱。實(shí)驗(yàn)前將兩根電極分別安裝在轉(zhuǎn)爐模型底部的不同位置，按照設(shè)計(jì)好的實(shí)驗(yàn)方案調(diào)整底吹位置、槍位、頂吹流量和底吹流量，氣體吹入熔池1 min后，熔池運(yùn)動(dòng)狀態(tài)基本穩(wěn)定，然后開始實(shí)驗(yàn)。用飽和KCl溶液作為示蹤劑，每爐100 mL，在固定位置迅速加入轉(zhuǎn)爐熔池并開始采集電導(dǎo)率數(shù)據(jù)，持續(xù)采集90 s。每種實(shí)驗(yàn)方案重復(fù)做三次，混勻時(shí)間取這三次實(shí)驗(yàn)結(jié)果的平均值。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

本實(shí)驗(yàn)采用正交法，利用統(tǒng)計(jì)分析軟件SPSS設(shè)計(jì)16組正交實(shí)驗(yàn)方案，熔池混勻時(shí)間如表2所示。

表2 混勻時(shí)間記錄表

續(xù)表

進(jìn)行多因素方差分析時(shí)，必須保證數(shù)據(jù)整體上具有正態(tài)分布特征。因此，需要在SPSS軟件中對(duì)16組正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行K-S檢驗(yàn)(Kolmogorov-Smirnov Test)，檢驗(yàn)結(jié)果P=0.134>0.05，實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合正態(tài)分布，可以進(jìn)行多因素方差分析。

表3為方差分析表。表3中的顯著性水平P的大小代表因素對(duì)混勻時(shí)間的影響強(qiáng)弱。P值越小，對(duì)混勻時(shí)間的影響越大。當(dāng)P<0.01時(shí)，說明因素對(duì)混勻時(shí)間有極其顯著的影響；當(dāng)P<0.05時(shí)，說明因素對(duì)混勻時(shí)間有顯著性影響；當(dāng)P>0.05時(shí)，說明因素對(duì)混勻時(shí)間無顯著性影響。

表3 方差分析表

P<0.05，說明吹位置對(duì)混勻時(shí)間有顯著性影響。槍位、底吹流量、頂吹流量的P值均大于0.05，對(duì)混勻時(shí)間沒有顯著性影響。各因素對(duì)混勻時(shí)間的影響程度由大到小為：底吹位置>頂吹槍位>底吹流量>頂吹流量。

表4為單因素描述統(tǒng)計(jì)表，由表4中的平均值數(shù)據(jù)可以得到如圖3所示的混勻時(shí)間變化趨勢(shì)圖。由圖3可知，底吹位置為D2(0.4R)時(shí)熔池的攪拌效果最佳并且其攪拌效果比其他布置方式有較明顯優(yōu)勢(shì)，其中底吹位置為D4(0.6R)時(shí)，熔池?cái)嚢栊Ч畈睢?/p>

表4 單因素描述統(tǒng)計(jì)表

圖3 混勻時(shí)間變化趨勢(shì)圖

頂吹槍位為C2(400 mm)時(shí)，混勻時(shí)間最短。當(dāng)頂吹槍位為C3(460 mm)時(shí)，頂吹氣體與鋼液面距離增大，到達(dá)液面時(shí)能量損失大，沖擊深度變淺，對(duì)熔池的攪拌效果減弱。當(dāng)頂吹槍位為C1(340 mm)時(shí)，頂吹氣體和底吹氣體動(dòng)能部分相互抵消，使熔池?cái)嚢铚p弱。

底吹流量為B2(15.7 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)))時(shí)，混勻效果最好。隨著底吹流量增加，混勻時(shí)間先縮短后延長(zhǎng)。當(dāng)?shù)状盗髁吭黾?，底吹氣體所帶入的動(dòng)能越多，但是流量過大時(shí)會(huì)有部分動(dòng)能被氣體帶離鋼液面，減弱攪拌。

頂吹流量為A2(164 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)))時(shí)，熔池?cái)嚢栊Ч詈谩ｋS著頂吹流量增大，混勻時(shí)間有所縮短，但是繼續(xù)增大流量，會(huì)使頂吹氣體和底吹氣體的部分動(dòng)能抵消，造成混勻時(shí)間延長(zhǎng)的結(jié)果。因此，隨著頂吹流量的增大，混勻時(shí)間先縮短后延長(zhǎng)。

3 結(jié) 論

(1)底吹位置對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的混勻時(shí)間具體顯著性影響，各個(gè)因素對(duì)混勻時(shí)間的影響程度由大到小為：底吹位置>頂吹槍位>底吹流量>頂吹流量。

(2)正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果所確定的最佳實(shí)驗(yàn)方案為D2C2B2A2(對(duì)應(yīng)的原型參數(shù)為底吹位置0.4R，頂吹槍位2 000 mm，底吹流量2 200 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，頂吹流量23 000 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)))。此時(shí)，熔池的混勻時(shí)間最短,熔池?cái)嚢栊Ч詈谩?/p>