基于FLUENT軟件的210 t LF精煉爐水冷爐蓋漏水原因分析

劉建偉,季偉燁

(山東鋼鐵集團(tuán)日照有限公司,日照 276800)

包鋼(LF)精煉爐作為煉鋼工序最重要的爐外精煉方法之一,不管是LF單聯(lián)工藝路線還是LF+RH雙聯(lián)工藝路線,LF精煉爐對(duì)于整個(gè)煉鋼過程中的成分控制、溫度控制、鋼水質(zhì)量以及生產(chǎn)節(jié)奏控制都至關(guān)重要[1-3]。LF精煉爐的水冷爐蓋是精煉爐進(jìn)行冶煉生產(chǎn)的重要設(shè)備,其作用主要是保持爐內(nèi)還原性氣氛[4],促進(jìn)脫氧、脫硫以及防止二次氧化。此外,水冷爐蓋還可對(duì)LF精煉爐生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的煙塵起到收束作用[5-6]。由于LF精煉爐水冷爐蓋下半部分并無耐蝕性材料保護(hù),直接暴露在空氣中,因此水冷管壁受到來自鋼水以及電極加熱過程中產(chǎn)生的熱輻射作用極大,這會(huì)使水冷爐蓋的循環(huán)水冷管壁變得脆弱[7]。此外,在生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的鋼水或鋼渣飛濺也會(huì)造成水冷管的疲勞強(qiáng)度降低,導(dǎo)致爐蓋管路開裂形成爐蓋漏水點(diǎn)[8]。這種漏水現(xiàn)象對(duì)現(xiàn)場的安全生產(chǎn)、鋼水質(zhì)量、設(shè)備作業(yè)率以及生產(chǎn)節(jié)奏等均產(chǎn)生了很大影響[9]。

當(dāng)爐蓋漏水量較小時(shí),會(huì)導(dǎo)致鋼水中氫含量的升高[10],對(duì)連鑄坯的穩(wěn)定生產(chǎn)和鋼板質(zhì)量控制產(chǎn)生較大影響[11];當(dāng)漏水量較大時(shí),會(huì)引發(fā)放炮等惡性安全事故[12-17]。通常情況下,只有在鋼水處理結(jié)束后,將鋼包車開出處理位置再進(jìn)行檢查,才能判斷爐蓋是否漏水,且在漏水量較小或不漏水的情況下,在鋼水處理過程中也可能突然出現(xiàn)管壁大量漏水,因此,LF精煉爐水冷爐蓋漏水隱患極大。

在山東鋼鐵集團(tuán)日照有限公司投產(chǎn)后,水冷爐蓋相繼出現(xiàn)了頻繁漏水現(xiàn)象,個(gè)別新爐蓋上線4 d后便開始漏水焊補(bǔ),漏水頻次高的時(shí)候能達(dá)到2次/班,每次焊補(bǔ)耗時(shí)2～6 h,且極易發(fā)生焊補(bǔ)處再次漏水或焊補(bǔ)位置周圍出現(xiàn)漏水的現(xiàn)象[18],這對(duì)生產(chǎn)安全、節(jié)奏和質(zhì)量控制造成不利影響。

筆者使用FLUENT數(shù)值模擬軟件,對(duì)LF精煉爐工藝中鋼包底吹氬過程[19]進(jìn)行了模擬[20-24],從底吹氬氣流量、爐渣堿度、渣層厚度和實(shí)際爐蓋結(jié)構(gòu)等方面,分析了LF精煉爐水冷爐蓋漏水的原因,并結(jié)合計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場實(shí)際提出了整改措施。

1 LF爐水冷爐蓋漏水現(xiàn)場情況

從目前現(xiàn)場實(shí)際生產(chǎn)情況來看,LF精煉爐水冷爐蓋使用壽命較短[25]。其最根本原因在于,爐蓋在使用一段時(shí)間后會(huì)頻繁出現(xiàn)漏水情況,漏水位置如圖1所示,圖2是水冷爐蓋漏水實(shí)況。從現(xiàn)場經(jīng)驗(yàn)來看,爐蓋漏水位置主要集中在東西兩側(cè)(喂線側(cè)),南北(鋼包進(jìn)出站方向)兩側(cè)漏水頻次很少。將漏水位置水管解剖后觀察發(fā)現(xiàn),管內(nèi)壁附著大量氧化渣和水垢,見圖3。

圖1 LF精煉爐水冷爐蓋漏水位置示意圖

圖2 爐蓋漏水實(shí)況

圖3 水管內(nèi)壁雜質(zhì)

2 數(shù)學(xué)模擬

2.1 數(shù)學(xué)模擬基本假設(shè)

結(jié)合生產(chǎn)現(xiàn)場水冷爐蓋漏水位置,使用FLUENT數(shù)學(xué)模擬計(jì)算軟件,對(duì)鋼包底吹氬氣時(shí)鋼包內(nèi)鋼水、鋼渣流動(dòng)的液面波動(dòng)進(jìn)行計(jì)算?？紤]鋼水波動(dòng)具有即時(shí)性,使用FLUENT瞬態(tài)計(jì)算方法,計(jì)算鋼包內(nèi)鋼水的實(shí)時(shí)流動(dòng)情況。

由于鋼水在鋼包中流動(dòng)的復(fù)雜性,考慮到計(jì)算資源不足,且鋼包底吹元件對(duì)稱,因此只取整體的1/2進(jìn)行計(jì)算。并且,為保證計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況吻合,所使用的模型為按實(shí)際鋼包等比例縮小的模型[26]。

為簡化計(jì)算,將作出以下假設(shè)[27-28]:(1)忽略整個(gè)過程中鋼包內(nèi)的化學(xué)反應(yīng),將密度視為常數(shù);(2)假設(shè)吹入模內(nèi)的氣泡是剛性的;(3)忽略溫度對(duì)氣泡的影響;(4)氣泡的物性參數(shù)為常數(shù)。

2.2 計(jì)算模型

在計(jì)算中為保證結(jié)果與實(shí)際相符,采用以下模型。

(1) VOF模型[29]

對(duì)于VOF模型,相間界面的跟蹤是通過求解一個(gè)或者多個(gè)相的體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程來實(shí)現(xiàn)的,見式(1)。

(1)

式中:ρq為第q相的密度,kg·m-3;αq為第q相的體積分?jǐn)?shù),%,滿足公式(2);t為底吹時(shí)間,s;μq為相的平均速率,m/s。

(2)

(2) 動(dòng)量方程

動(dòng)量方程見式(3)。

(3)

流體的物性參數(shù)根據(jù)式(4)～(5)計(jì)算。

ρ=αlρl+(1-αl)ρg

(4)

μ=αlμl+(1-αl)μg

(5)

式中:μeff為有效粘性系數(shù),kg·s·m-2;ui、uj為湍流流動(dòng)的平均速度,m/s;αl為液相體積分?jǐn)?shù);αg為氣相體積分?jǐn)?shù);ui為流體在x、y、z方向上的速度分量,m/s;ρl為液相流體密度,kg/m3;ρg為氣相流體密度,kg/m3;t為時(shí)間,s;gi為重力加速度矢量,m/s2;p為流體的壓力,Pa;μl為液相流體分子黏度,Pa·s;μg為氣相流體分子黏度,Pa·s;F為氣體對(duì)液體的作用力,N。

(3) 湍流模型

使用k-ε湍流模型(k為湍流動(dòng)能,ε為耗散率)來描述鋼包內(nèi)鋼液的湍流流動(dòng),見式(6)～(7)。其中,Pk的值由式(8)決定。

(6)

(7)

(8)

由k和ε的值可以確定μt,見式(9)。

μt=cμρk2/ε

(9)

式中:k為湍流動(dòng)能,m2·s-2;ε為湍流動(dòng)能耗散率,m2·s-2;μ為分子黏度系數(shù),Pa·s;μt為湍流動(dòng)能黏度系數(shù),Pa·s;ρ為密度,kg·m-3;c1,c2,cμ,σk,σε均為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

k-ε湍流模型中常數(shù)的取值為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),目前普遍采用的經(jīng)驗(yàn)值為c1=1.44,c2=1.92,cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。

(4) 離散相模型

使用離散相模型模擬氣泡在模內(nèi)的運(yùn)動(dòng)情況,將流體(主要是液相或氣相)視為為連續(xù)介質(zhì),離散相分布于連續(xù)相中。使用歐拉法描述連續(xù)相,使用Navier-Stokes方程求解速率變量,利用拉格朗日方程描述離散相,因此這種模型屬于歐拉-拉格朗日模型。

Fluent軟件在拉氏坐標(biāo)下使用離散相作用力微分方程求解離散相顆粒的軌道,當(dāng)只考慮主要的作用力時(shí),其方程用式(10)表示。

(10)

式中:u為連續(xù)相速率,m·s-1;up為氣泡速率,m·s-1;ρ為連續(xù)相密度,kg·m-3;ρp為氣泡密度,kg·m-3;FD為曳力系數(shù)。

式(10)所示的等號(hào)右邊第一項(xiàng)為曳力、第二項(xiàng)為凈浮力、第三項(xiàng)為虛擬質(zhì)量力、第四項(xiàng)為壓力梯度。曳力系數(shù)FD可按方程(11)計(jì)算。

(11)

式中:μl為流體動(dòng)力黏度,Pa·s;ρp為顆粒密度,kg·m-3;dp為顆粒直徑,m;Re為顆粒相對(duì)雷諾數(shù),其定義如式(12)所示,系數(shù)CD可用式(13)表示。

(12)

(13)

2.3 計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格劃分

鋼包底吹元件位于鋼包底部同側(cè),并沿中軸線對(duì)稱分布,考慮到液面波動(dòng)模擬過程的直觀性,以及對(duì)液面高度的準(zhǔn)確描述,按照底吹透氣磚的對(duì)稱原則,取鋼包整體的1/2進(jìn)行計(jì)算,網(wǎng)格劃分見圖4。

圖4 計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格劃分

將鋼包上部設(shè)置為壓力出口,底部及側(cè)面設(shè)置為墻,設(shè)置底吹透氣磚為氣體入口(如圖4所示),中間截面為對(duì)稱面。

3 結(jié)果與討論

3.1 數(shù)學(xué)模擬結(jié)果驗(yàn)證

使用FLUENT軟件計(jì)算在大氬氣底吹(30 m3·h-3)、高堿度(堿度為7)、薄渣層(200 mm)條件下鋼包內(nèi)鋼水液面的波動(dòng)情況,當(dāng)t=6 s時(shí)鋼水液面波動(dòng)情況見圖5。 由圖5可見,鋼水液面波動(dòng)較大,液面最高處均為底吹元件一側(cè),同時(shí)圖中較為突出的兩個(gè)峰值分別出現(xiàn)在兩側(cè)(圖中箭頭所示),與實(shí)際生產(chǎn)過程中水冷爐蓋漏水位置多集中于東西兩側(cè),且靠近與遠(yuǎn)離底吹元件處各有漏點(diǎn)完全對(duì)應(yīng)。

圖5 在大氬氣底吹、高堿度、薄渣層條件下t=6 s時(shí)鋼水液面波動(dòng)情況

3.2 數(shù)學(xué)模擬結(jié)果

在實(shí)際生產(chǎn)中,由于冶煉鋼種不同,底吹流量、爐渣二元堿度、渣層厚度經(jīng)常變化。水冷爐蓋漏水情況時(shí)有發(fā)生,為了摸索不同條件下鋼包液面流動(dòng)情況,探索減少因液面波動(dòng)導(dǎo)致的爐蓋漏水方案,設(shè)計(jì)了4個(gè)模擬方案,見表1。

表1 不同條件下鋼水液面波動(dòng)情況模擬方案

3.2.1 方案1下的計(jì)算結(jié)果

由圖6可見:當(dāng)鋼包使用底吹元件進(jìn)行底吹氬時(shí),隨著時(shí)間的變化液面波動(dòng)情況并不相同;隨著吹氬時(shí)間的增加,鋼包內(nèi)鋼水先從底吹元件上方開始出現(xiàn)峰值,隨后動(dòng)能向四周傳開,液面開始由底吹元件處向四周波動(dòng),并在波動(dòng)中形成類似于海浪的形態(tài)。

圖6 方案1下不同時(shí)間鋼水液面波動(dòng)情況模擬結(jié)果

由圖7可見:當(dāng)使用底吹氬氣攪拌時(shí),由于氬氣的提升作用,鋼水在底吹元件處向上運(yùn)動(dòng),隨后到達(dá)鋼水液面后產(chǎn)生向四周下落的趨勢。因此,在靠近底吹元件一側(cè),鋼水與包壁相互作用產(chǎn)生第一個(gè)液面高峰。所對(duì)應(yīng)的鋼包原型液面的最高處與包沿的垂直距離約為80 mm,且計(jì)算時(shí)鋼包凈空設(shè)置為300 mm。因此,當(dāng)鋼包凈空<200 mm時(shí),鋼水與爐蓋距離較小,最高處垂直距離高出包沿約20 mm以上,極易濺射到爐蓋上。另外,從圖7(a) 可以看出,由于鋼包中鋼水產(chǎn)生循環(huán)流動(dòng),鋼包南北中軸線兩側(cè)形成回旋區(qū)。在圖7(b) 中,隨著鋼水不斷運(yùn)動(dòng),回旋區(qū)不斷變化,回旋產(chǎn)生的鋼水流股與底吹元件附近下落的鋼水流股相互作用,產(chǎn)生第二個(gè)鋼水液面高峰。

圖7 方案1下不同時(shí)刻鋼水液面速率矢量圖

因此,當(dāng)在LF精煉爐中使用當(dāng)前底吹元件布置方案時(shí),在大氬氣攪拌下鋼包中形成兩個(gè)鋼水液面高峰區(qū)。當(dāng)?shù)状蹈觿×視r(shí),鋼水液面會(huì)在這兩處高峰區(qū)與爐蓋發(fā)生碰撞,如果此時(shí)加熱電極插入過深,會(huì)將電極、鋼水和水冷爐蓋三者連通導(dǎo)電,使得水冷爐蓋受到電流作用,引發(fā)其薄弱處產(chǎn)生裂紋或者漏點(diǎn)。

3.2.2 方案2下的計(jì)算結(jié)果

由圖8可見:當(dāng)?shù)状盗髁繙p小時(shí),鋼水位于底吹元件上方因底吹氣影響產(chǎn)生的凸起明顯減小;同時(shí),由于底吹氣量小,鋼水表面流動(dòng)不劇烈,在遠(yuǎn)離底吹元件處僅出現(xiàn)一個(gè)高度很低的小凸起;隨后在t=4.5 s和t=6.5 s時(shí),鋼水液面并無明顯變化,流動(dòng)較為平緩。

圖8 方案2下不同時(shí)間鋼水液面波動(dòng)情況模擬結(jié)果

由圖9可見:由于底吹流量減小,在t=2.5 s時(shí),在遠(yuǎn)離底吹元件一側(cè)產(chǎn)生的較小的凸起,這是下落的鋼水沖擊速率較小的回旋區(qū)導(dǎo)致的,故此凸起較小;隨著時(shí)間的不斷延長,回旋區(qū)速率不斷增大,但是增加幅度有限,不足以與大氬氣底吹時(shí)所產(chǎn)生的速率相比,因此液面晃動(dòng)的趨勢慢慢變小,回旋區(qū)趨于穩(wěn)定。

因此,當(dāng)使用較小的流量進(jìn)行底吹氬氣時(shí),鋼水液面波動(dòng)顯著減小,鋼水飛濺到水冷爐蓋上的概率也大大減小。

3.2.3 方案3下的計(jì)算結(jié)果

由圖10可見:由于渣層堿度低,因此其與鋼水之間的相互作用力減小,故在大氬氣流量的底吹條件下,底吹元件上方所產(chǎn)生的鋼水液面凸起明顯比圖4所示的大。圖10(a)顯示,鋼水界面處鋼液流速較快,因此在遠(yuǎn)離底吹元件方向并未產(chǎn)生凸起。隨著時(shí)間不斷延長,產(chǎn)生回旋區(qū)的速率顯著增大,當(dāng)t=6 s時(shí),整個(gè)回旋區(qū)流速較快,同時(shí)與底吹元件方向的流股碰撞顯著,造成遠(yuǎn)離底吹元件方向的鋼水液面波動(dòng)劇烈,如圖10(b)所示。因此,當(dāng)使用堿度較低的渣層時(shí),更易產(chǎn)生鋼水界面的大范圍波動(dòng)。

圖10 方案3下不同時(shí)間鋼水液面速度矢量圖

3.2.4 方案4下的計(jì)算結(jié)果

由圖11可見:當(dāng)t=2 s時(shí),由于渣層較厚,回旋區(qū)鋼水與渣層交互作用較大,最初由底吹元件上方向四周下落的鋼水與速率較小的回旋區(qū)鋼水碰撞,在遠(yuǎn)離底吹元件方向產(chǎn)生較大的凸起;隨著時(shí)間的不斷延長,下落流股在厚渣層的作用下速率逐漸減小,形成了如圖11(b)所示的鋼水流股速率減小、凸起高度減緩的情況;當(dāng)t=6 s時(shí),鋼水除在底吹元件上方凸起較高外,在靠近包壁的一側(cè)波動(dòng)較小,并未出現(xiàn)明顯的鋼水凸起現(xiàn)象,即此時(shí)遠(yuǎn)離底吹元件一側(cè)的鋼水飛濺到水冷爐蓋上的概率大大降低。

圖11 方案4下不同時(shí)間鋼水液面速率矢量圖

3.3 討論

3.3.1 水冷爐蓋的冷卻方式

結(jié)合不同方案下的計(jì)算結(jié)果,對(duì)爐蓋漏水具體部位進(jìn)行了數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)。結(jié)果發(fā)現(xiàn),出現(xiàn)在高溫?zé)彷椛鋮^(qū)的第1114環(huán)冷卻水管(見圖12)的漏水頻次高達(dá)90%以上,此處冷卻水路設(shè)計(jì)為一個(gè)支路,該支路冷卻水由第11環(huán)水管進(jìn)入,出口為上層的第14環(huán)水管,與相鄰支路比較,處于高溫?zé)彷椛鋮^(qū)的支路冷卻強(qiáng)度偏低,回水溫度通常都在50 ℃以上,高的時(shí)候能達(dá)到80 ℃,也說明了冷卻能力差的問題,結(jié)合圖3分析,還存在冷卻水汽化的現(xiàn)象。

圖12 水冷爐蓋高溫?zé)彷椛鋮^(qū)示意圖

3.3.2 鋼包凈空的影響

當(dāng)鋼包凈空過小時(shí),在LF精煉爐加熱、攪拌過程中,濺起的高溫液態(tài)鋼渣也會(huì)附著在水冷爐蓋內(nèi)罩管壁上,尤其是冶煉低硫鋼種時(shí),需要大氬氣攪拌實(shí)現(xiàn)脫硫效率和深度。在大氬氣攪拌過程中,氬氣對(duì)渣層的沖擊導(dǎo)致鋼渣飛濺并附著在管壁上,過小的鋼包凈空也會(huì)出現(xiàn)溢渣現(xiàn)象,這會(huì)增加鋼渣在管壁上的附著概率?，F(xiàn)場經(jīng)驗(yàn)表明,當(dāng)鋼包凈空<200 mm時(shí),水冷爐蓋內(nèi)罩管壁黏渣的概率與凈空大小成反比,尤其當(dāng)凈空<50 mm時(shí),黏渣量非常大,平均黏渣量達(dá)到了8 kg·爐-1。同時(shí),當(dāng)鋼包凈空過小時(shí),加快了渣線磚的侵蝕速率[30],大大降低了鋼包的壽命。

3.4 改進(jìn)措施

3.4.1 生產(chǎn)工藝及操作改進(jìn)

為了防止水冷爐蓋漏水現(xiàn)象頻繁發(fā)生,根據(jù)計(jì)算結(jié)果和實(shí)際經(jīng)驗(yàn),從生產(chǎn)工藝及操作方面提出以下控制措施:(1)鋼包凈空嚴(yán)格控制在200～450 mm;(2)加熱時(shí)底吹氬流量控制在0到20 m3·h-1以內(nèi);(3)通過添加造渣石灰,控制爐渣堿度在5以上;(4)使用CaC2發(fā)泡方法增強(qiáng)埋弧效果。

3.4.2 爐蓋冷卻結(jié)構(gòu)改進(jìn)

為了提高水冷爐蓋高溫?zé)彷椛鋮^(qū)的冷卻效果,結(jié)合現(xiàn)有冷卻方式,對(duì)高溫?zé)彷椛鋮^(qū)的冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改造,將第11～14環(huán)水管的一個(gè)冷卻支路改造成兩個(gè)冷卻支路,即第11～12環(huán)水管為一個(gè)冷卻支路(見圖13),第13～14環(huán)管為一個(gè)冷卻支路,兩個(gè)支路的進(jìn)水流量與之前的一個(gè)支路相當(dāng),以此提高高溫?zé)彷椛鋮^(qū)的冷卻強(qiáng)度。

圖13 進(jìn)回水結(jié)構(gòu)示意圖

4 結(jié)論

(1) 數(shù)學(xué)模擬計(jì)算結(jié)果顯示,易產(chǎn)生漏點(diǎn)的區(qū)域分別是底吹元件附近和遠(yuǎn)離底吹元件處?？拷状翟幍穆c(diǎn)是底吹氬氣的提升作用造成的;遠(yuǎn)離底吹元件處的漏點(diǎn)是氬氣從底吹元件處向四周流動(dòng)時(shí)與鋼水表面回旋區(qū)碰撞形成的。

(2) 大氬氣流量造成鋼水液面波動(dòng)劇烈,易產(chǎn)生兩處較高的凸起;當(dāng)渣層堿度較低時(shí),鋼水與渣層作用力下降,液面波動(dòng)劇烈;當(dāng)渣層厚度較小時(shí),無法對(duì)鋼水表面產(chǎn)生較好的覆蓋作用,鋼水波動(dòng)劇烈。

(3) 在鋼包底吹氬過程中,適當(dāng)減小大氬氣流量、提高渣層堿度和厚度,有利于減少水冷爐蓋黏鋼或黏渣。

(4) 通過現(xiàn)場工藝和操作的實(shí)施,以及對(duì)水冷爐蓋冷卻結(jié)構(gòu)的優(yōu)化改造,爐蓋漏水現(xiàn)象得到了根本性遏制,漏水頻率由優(yōu)化前的平均2次/d,到現(xiàn)在爐蓋連續(xù)使用了10個(gè)月未出現(xiàn)一次漏水,這對(duì)現(xiàn)場安全穩(wěn)定生產(chǎn)、降低勞動(dòng)強(qiáng)度、提高設(shè)備作業(yè)率、提高產(chǎn)品質(zhì)量等均起到了積極作用。