轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)流動(dòng)的物理模擬研究

冒建忠，趙占山，岳 強(qiáng)，周小賓

（1.馬鋼股份有限公司，安徽馬鞍山，243003；2.日照鋼鐵控股集團(tuán)有限公司，山東日照，276806；3.安徽工業(yè)大學(xué)，安徽馬鞍山，243032）

引言

轉(zhuǎn)爐是煉鋼過程的主要設(shè)備之一，保持轉(zhuǎn)爐煉鋼冶煉穩(wěn)定，減少成分波動(dòng)，為后續(xù)工藝減少調(diào)整壓力，達(dá)到提質(zhì)降耗的目標(biāo)，就要求煉鋼工作者對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)和均混狀況有所了解。然而轉(zhuǎn)爐煉鋼過程中，熔池內(nèi)的高溫化學(xué)反應(yīng)十分復(fù)雜［1-2］，直接測(cè)量難度大，物理模擬便成為了研究熔池內(nèi)部反應(yīng)的重要方法之一。

國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者利用該方法對(duì)轉(zhuǎn)爐的底吹、頂吹進(jìn)行模擬從而深入研究轉(zhuǎn)爐冶煉狀況。馮強(qiáng)［3］、官計(jì)生［4］、Terrazas［5］等人以生產(chǎn)實(shí)際為原型，按照不同比例構(gòu)建冷態(tài)水模進(jìn)行研究。結(jié)果表明，隨著底吹氣體流量的增大，熔池內(nèi)混勻時(shí)間存在先減小后增大的規(guī)律。賀道中［6］、董進(jìn)強(qiáng)［7］等對(duì)頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐中氧槍槍位、流量以及底吹供氣元件布置等工藝參數(shù)對(duì)混勻時(shí)間的影響進(jìn)行了研究，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在底吹氣流量為零時(shí)，采取低槍位、大流量能夠增強(qiáng)攪拌，混勻時(shí)間縮短 30% 以上。Maia［8］、Luomala［9］等采用物理模型方法研究轉(zhuǎn)爐噴濺影響機(jī)理，并對(duì)氧槍噴頭、槍位高度等條件變化對(duì)熔池內(nèi)的射流穿透能力的影響進(jìn)行模擬研究。結(jié)果表明，氧槍射流與底吹供氣相互作用導(dǎo)致熔池內(nèi)分布不均引發(fā)噴濺，射流對(duì)熔池的穿透力能夠客觀的表達(dá)出射流與熔池之間的動(dòng)量傳遞。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，底吹噴嘴的位置對(duì)噴濺有很大的影響，在較低的噴槍間隙處，噴濺的方向隨熔池振蕩而發(fā)生改變。李勇［10］、周泉林［11］等利用水模實(shí)驗(yàn)對(duì)混勻時(shí)間與底槍噴嘴的數(shù)量、布置方式、供氣強(qiáng)度等因素之間的關(guān)系進(jìn)行研究。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)讟層? 支逐漸增加到12 支，混勻時(shí)間有所降低；隨著底吹供氣強(qiáng)度的增大，混勻時(shí)間縮短。當(dāng)?shù)讟寚娮炀嚯x爐底中心越遠(yuǎn)，混勻所需時(shí)間先減少后增加。楊文遠(yuǎn)［12］、劉勇［13］等通過建立轉(zhuǎn)爐水模實(shí)驗(yàn)對(duì)不同供氣條件下的熔池運(yùn)動(dòng)情況進(jìn)行研究，并模擬了轉(zhuǎn)爐冶煉初期加入廢鋼后轉(zhuǎn)爐的變化。結(jié)果表明，當(dāng)供氧強(qiáng)度增加時(shí)，噴濺率明顯上升。氧槍采用交錯(cuò)布置噴頭以及加大爐容比可以有效降低噴濺發(fā)生。而無論是否加入廢鋼，底吹氣量的增加有利于熔池混勻；當(dāng)入爐廢鋼均勻分布時(shí)，隨氣流量的增大，混勻時(shí)間縮短。陳伯瑜［14］、鐘良才［15］等通過建立物理模型對(duì)頂?shù)讉?cè)吹的攪拌能力和混勻進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)頂?shù)讉?cè)吹可以提高熔池的攪拌能力，通過在轉(zhuǎn)爐熔池面以下的爐體側(cè)壁以一定角度安裝側(cè)吹槍，能夠有效降低混勻時(shí)間。

本研究以250 t 轉(zhuǎn)爐為研究對(duì)象，按照1：12 的比例進(jìn)行水模實(shí)驗(yàn)，通過物理模型和數(shù)學(xué)模型對(duì)在不同供氣條件下的熔池流場(chǎng)速度和均混時(shí)間進(jìn)行研究分析，進(jìn)而為現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)操作提供工藝參考。

1 模型建立

1.1 幾何條件

模型與原型的幾何相似是進(jìn)行物理實(shí)驗(yàn)的前提，結(jié)合實(shí)驗(yàn)室的空間條件，本研究模型與原型的幾何相似比1：12，即

式中：L——幾何尺寸，下標(biāo)m代表模型，p代表原型。

250 t轉(zhuǎn)爐內(nèi)腔和氧槍原型尺寸如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)爐內(nèi)型與氧槍原型尺寸

轉(zhuǎn)爐原型的氧槍槍位、熔池深度分別為1 800 mm、1 681 mm，按相似比計(jì)算，模型對(duì)應(yīng)值為150 mm、140.08 mm。

1.2 動(dòng)力學(xué)條件

為使模型內(nèi)流動(dòng)與實(shí)物內(nèi)流動(dòng)相似，首先要滿足相似第二定理，即（1）模型與原型的流動(dòng)由相同的方程組表述；（2）模型與原型的相似準(zhǔn)數(shù)相等；（3）單值條件相似。實(shí)際上，完全滿足相似第二定理是困難的，有時(shí)是不可能的。為了進(jìn)行模型研究，必須采用近似模型研究的方法。該近似建模方法，是在考慮模型研究時(shí)，分析相似條件中的主要和決定因素，次要和非決定因素。

水模型研究轉(zhuǎn)爐內(nèi)熔池流動(dòng)時(shí)，熔體的重力、粘性力和慣性力都在流動(dòng)行為中起作用，與3 個(gè)作用力相關(guān)的相似準(zhǔn)數(shù)有雷諾數(shù)、佛魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)（或修正的佛魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)），即：Rem= Rep，F(xiàn)r′m= Fr′p，當(dāng)模擬系統(tǒng)中的雷諾準(zhǔn)數(shù)進(jìn)入第二自模化區(qū)的臨界值103-104時(shí)，系統(tǒng)處于自模化狀態(tài)。對(duì)于冶金流體，當(dāng)：Re ＞5 000 時(shí)，將考慮自?；癄顟B(tài)，此狀態(tài)時(shí)模型與原型的流動(dòng)狀態(tài)和速度分布相似，與Re無關(guān)。本研究的流動(dòng)處于第二自?；瘏^(qū)，因此動(dòng)力學(xué)相似只需要保證修正的佛魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)Fr′。

1.3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

1.3.1 模型氣體流量

由動(dòng)力相似 Fr′m= Fr′p，可得：

式中：um、up——模型與原型的氣體流速，m/s；

ρgm、ρgp——模型與原型氣體的密度，kg/m3；

ρlm、ρlp——模型與原型液體的密度，kg/m3；

Lm、Lp——模型與原型的特征尺寸，m；

g——重力加速度，m/s2。

又有：

式中：n——噴孔數(shù)目；

Qm、Qp——模型與原型的供氣量。

整理得到：

各介質(zhì)密度取值如表1 所示，本實(shí)驗(yàn)?zāi)M轉(zhuǎn)爐的現(xiàn)場(chǎng)氧槍氧氣流量為51 000 m3/h，根據(jù)式（6）計(jì)算出的模型頂吹氣體流量為17.0 m3/h。

表1 原型與模型的介質(zhì)密度

對(duì)轉(zhuǎn)爐原型底吹0.03、0.05、0.08、0.1 m3/（min·t）的實(shí)際供氣強(qiáng)度進(jìn)行對(duì)比實(shí)驗(yàn)，根據(jù)式（6）計(jì)算出的底吹氣體流量如表2所示。

表2 原型與模型底吹氣體流量

1.3.2 底吹元件分布

本研究根據(jù)250 t轉(zhuǎn)爐實(shí)際底吹狀況進(jìn)行優(yōu)化，該轉(zhuǎn)爐共有12個(gè)底吹元件，底吹供氣元件的原型孔徑為4.8 mm，按相似比計(jì)算，模型孔徑對(duì)應(yīng)值為0.4 mm。在生產(chǎn)冶煉過程中，考慮成本、底吹效果等綜合條件采取選擇性堵口操作，本研究為了明晰底吹元件個(gè)數(shù)及分布對(duì)熔池的影響，在保持底吹總氣量不變的情況下，本文將分別采取底吹均勻、非均勻分布兩種堵口方式開展研究，具體方案如下：

（1）均勻?qū)ΨQ底吹分布

均勻?qū)ΨQ底吹分布如圖2所示。

圖2 底吹元件分布位置

（2）非均勻底吹分布

非均勻底吹分布有對(duì)分分布（6 孔）、非對(duì)稱分布（3孔）兩種方式，如圖3所示。

圖3 非均勻?qū)ΨQ底吹分布布置方案

1.4 實(shí)驗(yàn)裝置

本文按相似比1：12 采用10 mm 透明有機(jī)玻璃制作轉(zhuǎn)爐模型，有機(jī)玻璃外包銅管制作拉瓦爾噴頭氧槍，底部供氣元件采用直徑1.0 mm 的孔模擬底部透氣磚。主要的實(shí)驗(yàn)裝置包括：有機(jī)玻璃轉(zhuǎn)爐模型、底吹供氣元件、空氣壓縮機(jī)、流量計(jì)、壓力表、儲(chǔ)氣罐、筆記本微機(jī)、數(shù)據(jù)采集電極三支、數(shù)據(jù)采集終端、電導(dǎo)率儀器等，如圖4所示。

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置圖

1.5 實(shí)驗(yàn)方法

混合效果是影響轉(zhuǎn)爐冶煉速度的重要因素，采用混勻時(shí)間表征?；靹驎r(shí)間普遍采用“刺激-響應(yīng)”的實(shí)驗(yàn)技術(shù)來測(cè)定，即將定量的示蹤劑添加到轉(zhuǎn)爐模型中，通過檢測(cè)設(shè)備測(cè)定出的曲線達(dá)到平衡的時(shí)間長(zhǎng)短，確定轉(zhuǎn)爐模型混合時(shí)間。

本實(shí)驗(yàn)采用自來水模擬鋼液，為了精確研究底吹氣量和底吹元件對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池均混時(shí)間的影響，轉(zhuǎn)爐頂槍槍位高1.8 m，頂槍流量51 000 m3/h在實(shí)驗(yàn)過程中保持不變，將示蹤劑（150 mL的NaCl溶液）通過固定在轉(zhuǎn)爐模型壁上的玻璃管加入液面下方，同時(shí)用電導(dǎo)率儀和函數(shù)記錄儀記錄其電導(dǎo)率隨時(shí)間的變化的曲線，直至曲線出現(xiàn)平衡并延續(xù)三十秒左右后停止。上述測(cè)定內(nèi)容重復(fù)3 次，采用平均值確定一組數(shù)據(jù)。根據(jù)預(yù)實(shí)驗(yàn)測(cè)定結(jié)果，實(shí)驗(yàn)條件調(diào)整后穩(wěn)定2 min，加入示蹤劑。

稱取原料20 g，加入10倍水研磨，后按3.1.1的最佳結(jié)果按2%投料量將重組胰蛋白酶投入，按3.1.2的方法恒溫45 ℃(3.1.2的最佳結(jié)果),反應(yīng)時(shí)間為3 h(3.1.3的最佳結(jié)果),將pH調(diào)節(jié)到6.0，7.0，8.0的條件下進(jìn)行酶解，結(jié)果見表4。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 底吹氣流量對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池混勻的影響

底吹供氣流量對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池流動(dòng)的影響如圖5所示。圖5 中紅色方框?yàn)椴煌状禋饬繒r(shí)的攪拌范圍，從圖5 可以看出，底吹氣體流量為40 L/min 時(shí)，熔池中心氣體攪拌范圍較底吹氣體流量為15 L/min時(shí)的范圍大，液面波動(dòng)劇烈，這是因?yàn)闅饬看?，攪拌能必然大，?duì)熔池內(nèi)液體流動(dòng)影響大。

圖5 底吹氣量對(duì)熔池流動(dòng)的影響

底吹供氣流量對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間的影響如圖6 所示。供氣流量15 L/min 時(shí)，熔池混勻時(shí)間為42 s，供氣流量增至 25、40 和 50 L/min 時(shí)，熔池混勻時(shí)間分別為26.22 s，23.11 s，19.22 s，降低 37.57%，44.98%和54.24%。隨供氣流量增加，熔池混勻時(shí)間降低。當(dāng)流量小時(shí)，氣體對(duì)熔池的攪拌能小，氣量增大，攪拌能逐漸增大，因此底吹氣量從15 L/min增大到25 L/min，均混時(shí)間顯著縮?。划?dāng)流量進(jìn)一步增大，底吹流股間逐漸產(chǎn)生干擾，所以底吹氣量從25 L/min 增大到40 L/min，混勻時(shí)間縮短的趨勢(shì)減緩；流量超過40 L/min后，氣體動(dòng)能增大帶動(dòng)熔池?cái)嚢枳饔幂^流股間干擾攪拌作用強(qiáng)，所以混勻時(shí)間縮短的趨勢(shì)反而又有所增加。

圖6 底吹氣量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響

2.2 均勻?qū)ΨQ底吹對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池混勻影響

均勻?qū)ΨQ的底吹元件分布詳見圖2，不同位置的底吹槍的數(shù)量對(duì)熔池的混勻時(shí)間的影響如圖7所示。

可以看出：使用12 孔底吹、6 孔底吹和3 孔底吹方案時(shí)，隨著供氣強(qiáng)度的增大，轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間逐漸減少。以12 孔底吹為例，底吹氣量從15 L/min增加至 50 L/min 時(shí)，混勻時(shí)間分別為 42 s，26.22 s，23.11 s 和 19.22 s，，與 15 L/min 的混勻時(shí)間相比，減少37.57%、44.98%和54.24%?？梢?，隨著底吹氣量增加，混勻時(shí)間雖然逐漸減小，但氣體流量對(duì)降低熔池混勻時(shí)間的貢獻(xiàn)下降，混勻時(shí)間下降量并不跟氣量增加值成正比。

另一方面，總氣量不變，底槍數(shù)量變化對(duì)熔池混勻時(shí)間也有影響。從圖7 中可以看出，隨著底吹槍的減少，雖然總氣量不變，但熔池的混勻時(shí)間上升。供氣強(qiáng)度為50 L/min 時(shí)，12 孔底吹方案熔池的混勻時(shí)間為19.22 s，在保持供氣量不改變的前提下，減少底吹槍支數(shù)到6 和3 支槍，熔池混勻時(shí)間分別為26.61 s，29.38 s，增加38.45%和52.91%，說明底吹氣體在熔池中相對(duì)分散布置，有利于熔池混勻時(shí)間的降低。

圖7 均勻分布方式不同對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響

從以上分析可以看出，單支底吹元件氣體流量增加，底吹氣泡密集的狀況下，氣泡在熔池中形成的氣液兩相區(qū)中，氣泡量越密集，單個(gè)氣泡與熔池相互作用力下降，反之其浮力對(duì)熔池做功也下降，對(duì)熔池動(dòng)力貢獻(xiàn)力降低，因此熔池混勻時(shí)間上升。

2.3 非均勻底吹分布對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池影響

上節(jié)分析了底吹元件均勻底吹分布對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的影響，但是在實(shí)際生產(chǎn)過程中，有可能造成底吹孔堵塞的情況，從而形成非均勻底吹分布。因此，本節(jié)研究底吹元件非均勻分布對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池均混時(shí)間的影響主要從兩種布置分析，分別為對(duì)分分布（6孔）、非對(duì)稱分布（3孔）。

2.3.1 對(duì)分分布（6孔）

圖8 對(duì)分分布6孔布置方案A和B下的熔池混勻時(shí)間

在對(duì)分6 孔（A）下，隨著底吹氣體流量的增加，混勻時(shí)間基本呈減小趨勢(shì)。底吹流量為15 L/min時(shí)，混勻時(shí)間為46.56 s，隨著底吹流量增加至25、40及50 L/min 時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間為43.06 s、31.72 s和33.6 s，下降7.52%、31.87%及28.05%。

在對(duì)分6孔（B）下，熔池中的混勻時(shí)間同樣隨著底吹流量的增加呈現(xiàn)先減小后增加。底吹流量為15 L/min 時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間為28.15 s，底吹流量為25 L/min 時(shí)，混勻時(shí)間為25.2 s 下降10.48%，當(dāng)?shù)状盗髁吭黾又?0 和50 L/min 時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間為 33.7 s、44 s，相較于底吹流量為 15 L/min 時(shí)上升19.72%及56.31%，過量的底吹氣量可能增加熔池中的混勻時(shí)間。底吹元件數(shù)量一樣時(shí)，其位置分布是影響熔池混勻的關(guān)鍵性因素。

2.3.2 非對(duì)稱分布（3孔）

3 孔非對(duì)稱底吹布置方案如圖3（b）所示，A、B兩種分布對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池均混時(shí)間的影響如圖9所示。

圖9 非對(duì)稱分布3孔布置方案A和B下熔池混勻時(shí)間

在傾非對(duì)稱分布3 孔方案A 情況下，熔池混勻時(shí)間隨著底吹流量的增加而減小。底吹流量為15 L/min 時(shí)，混勻時(shí)間為40.78 s，隨著底吹流量增加至25、40 及 50 L/min 時(shí) ，熔 池 中 的 混 勻 時(shí) 間 下 降15.84%、39.38%及51.10%。

在非對(duì)稱分布3 孔方案B 情況下，熔池中混勻時(shí)間隨著底吹流量增加而減小。底吹流量為15 L/min 時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間為25.89 s，隨著底吹流量增加至25、40 及50 L/min 時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間下降34.67%、43.02%及48.03%。

綜上發(fā)現(xiàn)，隨著底吹分布集中在一側(cè)，相比較分散在圓周周圍時(shí)，熔池中的混勻效率明顯上升，并且隨著熔池底吹氣量的增加，底吹分布集中在一側(cè)時(shí)，熔池中的混勻時(shí)間下降趨勢(shì)緩慢。

針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)底吹分布位置的控制，集中分布明顯優(yōu)于分散分布?？赡苡捎诘状禋饬考性谵D(zhuǎn)爐的一側(cè)，能夠更好的形成轉(zhuǎn)爐內(nèi)整體的氣液兩相區(qū)，更有利于轉(zhuǎn)爐熔池中的混勻過程。但是保持底吹總流量不變的情況下，在實(shí)現(xiàn)相同混勻效率的同時(shí)，需要考慮底吹元件附近鋼液速度過大引起的剪切應(yīng)力，避免底吹元件附件受腐蝕嚴(yán)重，進(jìn)而導(dǎo)致底吹元件壽命縮短。

3 結(jié)論

本文從物理模擬的角度研究了底吹氣體流量、底吹元件堵塞后不同分布方式對(duì)熔池均混時(shí)間的影響，主要規(guī)律如下：

（1）底吹元件均勻分布時(shí)，熔池混勻時(shí)間隨底吹氣體流量增加而降低；

（2）底吹元件非均勻分布時(shí)，對(duì)稱6 孔A（3-3 對(duì)稱）、B（2-2-2 對(duì)稱），底吹氣體流量15、25 L/min 時(shí)，A 分布均混時(shí)間較B 分布均混時(shí)間短，氣量40、50 L/min時(shí)，規(guī)律相反；

（3）非對(duì)稱分布（3 孔）時(shí)，隨底吹氣體流量增加，熔池混勻時(shí)間降低。

（4）為使底吹氣體在熔池內(nèi)分布均勻，應(yīng)盡量保障圓周各方位都有底吹元件。