王正 孫彥輝

(北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院)

300 t轉(zhuǎn)爐底吹布置優(yōu)化水模試驗(yàn)

王正 孫彥輝

(北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院)

為了提高底吹布置的冶金效果，過多的底吹原件在爐役后期難以實(shí)現(xiàn)快速更換，希望優(yōu)化目前數(shù)量過多的底吹布置數(shù)目。試驗(yàn)以相似模型實(shí)驗(yàn)理論為基礎(chǔ)，對(duì)300 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐，通過冷態(tài)實(shí)驗(yàn)，研究了底吹元件布置方式，底吹元件數(shù)量、底吹供氣強(qiáng)度、氧槍槍位等對(duì)熔池混勻時(shí)間影響。結(jié)果表明，各因素對(duì)混勻時(shí)間影響各不相同。最短的混勻時(shí)間操作參數(shù)為：底吹布置8-B，頂吹流量為14.35 m3/h(對(duì)應(yīng)原型18007 m3/h)，氧槍槍位為128 mm(對(duì)應(yīng)原型2400 mm)，底吹流量為2.74 m3/h(對(duì)應(yīng)原型3673 m3/h)。

正交實(shí)驗(yàn) 水模實(shí)驗(yàn) 混勻時(shí)間

0 前言

對(duì)于雙聯(lián)法煉鋼，脫磷復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的核心技術(shù)是如何有效調(diào)節(jié)和控制熔池的攪拌效果，從而滿足不同冶煉階段對(duì)熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件的要求[1]。Tatjana[2]等的研究表明，熔池的攪拌效果隨底吹氣流速度和底部供氣元件布置的偏心率的增加而變好，Roth[3]的研究表明，熔池混合程度最好的是底部供氣元件偏心三角心布置。對(duì)于轉(zhuǎn)爐底吹數(shù)目和布置方式，文獻(xiàn)中[4-8]作了很多研究，并得出各自冶煉工藝下的最佳布置方式和操作參數(shù)。

某廠脫磷轉(zhuǎn)爐，目前底元件數(shù)目為16個(gè)，通過調(diào)研發(fā)現(xiàn)，16個(gè)底吹元件已有多孔堵塞，并且在冶煉過程中容易引發(fā)氣流分布不均勻，給正常的冶煉生產(chǎn)帶來了困難，也難以采用更換技術(shù)。故合適的底吹孔數(shù)量和布置方式在轉(zhuǎn)爐的冶煉中具有重要的影響。希望通過水模進(jìn)行實(shí)驗(yàn)室研究，優(yōu)化底孔布置以及流量等條件，獲得更好的熔池流動(dòng)性，使轉(zhuǎn)爐傳質(zhì)進(jìn)行的更加有利，吹煉進(jìn)行得更接近于平衡。同時(shí)結(jié)合實(shí)際熔池的形狀和頂吹強(qiáng)度、供氣槍位、底吹等條件確定轉(zhuǎn)爐吹煉最佳的復(fù)吹工藝參數(shù)，為生產(chǎn)實(shí)際確定合理的參數(shù)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

根據(jù)相似原理，水模實(shí)驗(yàn)應(yīng)使轉(zhuǎn)爐原型與實(shí)驗(yàn)室模型的幾何尺寸相似和氣體慣性力與熔池重力之比的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等[9]：

(1)

(2)

經(jīng)過轉(zhuǎn)換得到：

(3)

上式中：u、um分別為原型和模型的氣體流速，m/s；d、dm分別為原型與模型的噴嘴直徑，mm；pm、pgm分別為原型與模型的液體密度，kg/m3；QN、QNm分別為原型與模型的氣體流量，m3/h，g為重力加速度，m/s2。符號(hào)中帶有下標(biāo)m為水模參數(shù)，不帶下標(biāo)的為轉(zhuǎn)爐原型參數(shù)。

為了盡量模擬實(shí)際轉(zhuǎn)爐并結(jié)合實(shí)驗(yàn)條件，最終確定原型與模型的相似比為12：1。原型與模型的幾何參數(shù)對(duì)照表見表1，原型與模型的動(dòng)力學(xué)參數(shù)對(duì)照參見表2。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

水模實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

表1 原型與模型幾何參數(shù)對(duì)照表

注：為四孔氧槍，噴孔與中心線夾角為14 °，槍位修正值為72 mm。

表2 原型與模型動(dòng)力學(xué)參數(shù)對(duì)照表

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置布置圖

從圖1可以看出，底吹透氣磚分別布置在0.42D和0.6D的兩個(gè)同心圓周上，按照16種布置方式(如圖2所示)進(jìn)行布置?；靹驎r(shí)間的測(cè)定方法：采用DJ800電導(dǎo)率儀測(cè)定熔池混勻時(shí)間，按照實(shí)驗(yàn)方案中給定的流量進(jìn)行測(cè)定，待轉(zhuǎn)爐模型內(nèi)溶液達(dá)到平穩(wěn)后，保持頂吹氣體流量不變，在轉(zhuǎn)爐爐壁標(biāo)記的固定位置加入一定量的示蹤劑(每次加入飽和的KCl 溶液30 mL)，同時(shí)記錄時(shí)間。根據(jù)混勻時(shí)間的定義，本研究按照混勻度為99%的方法對(duì)所獲得的原始數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，對(duì)每一組實(shí)驗(yàn)參數(shù)條件下的混勻時(shí)間進(jìn)行3次測(cè)定，并取平均值作為其混勻時(shí)間最終的測(cè)定值。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 預(yù)實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)中保持中等底吹總流量在1.86/0.75 m3/h(對(duì)應(yīng)原型2500/1000 m3/h)不變，同時(shí)將頂吹條件設(shè)定為基本槍位95 mm(對(duì)應(yīng)原型2000 mm)、中等頂吹流量23.91 m3/h(對(duì)應(yīng)原型30000 m3/h)，底吹孔布置按上圖方案進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，進(jìn)而測(cè)定混勻時(shí)間值(每組測(cè)3次取平均值)，得出最短混勻時(shí)間布置方案。底吹混勻時(shí)間如圖3所示。

圖2 不同底吹元件布置方式

圖3 底吹元件布置方式對(duì)混勻時(shí)間的影響

從圖3中可以得出，除了8-C以外，其余布置方式下，底吹流量為1.86 m3/h布置方式混勻時(shí)間均短于底吹流量為0.75 m3/h布置方式的混勻時(shí)間。8-C和8-B混勻時(shí)間相差不大，但8-C布置方式在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)噴濺量較大，對(duì)爐壁沖刷嚴(yán)重，所以得出在底吹孔數(shù)量相同的布置條件下，12孔的12-C，8孔的8-B，6孔的6-B，4孔的4-B混勻時(shí)間較其余相同數(shù)量底吹孔布置方式的混勻時(shí)間短。從預(yù)實(shí)驗(yàn)中找出了各孔布置條件下，最優(yōu)的布置方式，為下文的正交實(shí)驗(yàn)提供了實(shí)驗(yàn)方案。

2.2 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

影響爐內(nèi)氣液相互作用的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有爐底底吹元件的布置方式與頂吹氧槍的槍位，操作參數(shù)是頂、底復(fù)吹氣流強(qiáng)度大小。要考慮以上因素同時(shí)對(duì)轉(zhuǎn)爐內(nèi)氣液相互作用的影響，工程上經(jīng)常通過設(shè)計(jì)合理的正交實(shí)驗(yàn)來考察。故本實(shí)驗(yàn)在上述底吹元件單因素優(yōu)化分析的基礎(chǔ)上，采用正交實(shí)驗(yàn)方法對(duì)熔池混勻時(shí)間進(jìn)行了研究，通過設(shè)計(jì)四因素四水平的16組正交實(shí)驗(yàn)方案，得出頂吹流量、頂槍槍位、底吹流量以及通過單因素分析得出的各底吹元件數(shù)量下的最佳布置方式等因素對(duì)熔池反應(yīng)特征影響的主次關(guān)系，為進(jìn)一步分析當(dāng)前的復(fù)吹模式提供指導(dǎo)?；靹驎r(shí)間正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果與混勻時(shí)間方差分析分別見表3、表4。

表3 混勻時(shí)間正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表4 混勻時(shí)間方差分析

從表4中可以看出，脫磷爐的底吹流量大小和底吹元件的條件(底孔數(shù)量及布置方式)對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響顯著，而實(shí)驗(yàn)條件下的氧槍槍位和頂吹流量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響并不顯著。

從各水平的均值結(jié)果來看，具體可從各因素均值的效應(yīng)曲線(如圖4所示)看出，混勻時(shí)間隨著頂吹流量均值的增大變化不是很大，頂吹流量過大時(shí)，混勻時(shí)間開始出現(xiàn)遞增趨勢(shì)是因?yàn)轫數(shù)讖?fù)吹產(chǎn)生的動(dòng)能相互抵消了一部分能量，從而使頂吹氣流對(duì)熔池的攪拌能力在一定程度上被削弱，導(dǎo)致整體攪拌效果反而變差，混勻時(shí)間延長(zhǎng)?；靹驎r(shí)間隨槍位的變化并非呈單調(diào)函數(shù)形式，槍位為128 mm時(shí)出現(xiàn)最小極值，這主要是由于槍位很低時(shí)，雖然氣流到達(dá)熔池液面的衰減很小，但是作用范圍很小，對(duì)熔池的攪拌不能在很大的范圍內(nèi)進(jìn)行，并且熔池不能全部接受氣流傳來的動(dòng)能，而將一部分反彈消耗，而隨著槍位的升高超過臨界值時(shí)，由于氣流的衰減而使混勻時(shí)間變長(zhǎng)，因?yàn)闃屛贿^高使超音速射流到達(dá)液面時(shí)衰減很大，也會(huì)影響攪拌效果。隨著底吹流量的增加，混勻時(shí)間縮短的很快，當(dāng)?shù)状盗髁吭黾拥?.74 m3/h，混勻時(shí)間基本上保持在較低狀態(tài)后不再大幅縮短。底吹流量很小時(shí)，氣體的動(dòng)能全部用于對(duì)熔池的攪拌，因此隨著底吹流量的增加，混勻時(shí)間減小，當(dāng)?shù)状盗髁康睦^續(xù)增大并超過一定值時(shí)，氣體帶入熔池的動(dòng)能不能完全被熔池吸收，部分動(dòng)能隨著氣體帶出液面，嚴(yán)重時(shí)會(huì)出現(xiàn)吹透現(xiàn)象，反而影響頂吹對(duì)熔池的攪拌。底吹布置條件最好的是在8孔和12孔對(duì)應(yīng)的前述布置方式下，混勻時(shí)間均值比其它兩個(gè)6孔和4孔布置下要縮短約10 s的時(shí)間。底孔數(shù)目過多影響流體之間的循環(huán)對(duì)流運(yùn)動(dòng)，數(shù)目過少則達(dá)不到對(duì)熔池中死區(qū)的攪拌。

圖4 正交各因素條件變化對(duì)混勻時(shí)間影響的效應(yīng)曲線

根據(jù)正交條件的結(jié)果，當(dāng)頂吹流量為14.35 m3/h(對(duì)應(yīng)原型18007 m3/h)，氧槍槍位為128 mm(對(duì)應(yīng)原型2400 mm)，底吹流量為2.74 m3/h(對(duì)應(yīng)原型3673 m3/h)，采用8-B孔的布置方式為最優(yōu)的復(fù)吹參數(shù)配置條件，此時(shí)的混勻時(shí)間比其它的所有正交條件下的混勻時(shí)間都要短。

3 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用效果

對(duì)現(xiàn)場(chǎng)300 t轉(zhuǎn)爐底吹布置方式改進(jìn)后。經(jīng)過1000爐的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)，并與之前16孔布置爐役初期冶煉參數(shù)作對(duì)比，脫磷率較改進(jìn)前還有了一定的提升，終點(diǎn)C含量提升0.08%。爐襯侵蝕的情況改善，各項(xiàng)指標(biāo)明顯改善，脫磷爐改進(jìn)前后指標(biāo)對(duì)比見表5。

表5 脫磷爐改進(jìn)前后指標(biāo)對(duì)比

4 結(jié)論

(1)從正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出，當(dāng)頂吹流量為14.35 m3/h(對(duì)應(yīng)原型18007 m3/h)，氧槍槍位為128 mm對(duì)應(yīng)原型2400 mm，底吹流量為2.74 m3/h(對(duì)應(yīng)原型3673 m3/h)，采用8-B孔的布置方式為最優(yōu)的復(fù)吹參數(shù)配置條件，此時(shí)的混勻時(shí)間比其它的所有正交條件下的混勻時(shí)間都要短。

(2)脫磷爐的底吹流量大小和底吹元件的條件(底孔數(shù)量及布置方式)對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響顯著，而實(shí)驗(yàn)條件下的氧槍位和頂吹流量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響并不顯著。

(3)現(xiàn)場(chǎng)的應(yīng)用效果表明，改進(jìn)后的底吹布置方式與優(yōu)化前相比，各項(xiàng)指標(biāo)較改進(jìn)前有了提高，有利于維護(hù)爐況的穩(wěn)定，從而為轉(zhuǎn)爐快速更換提供了便利。

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*聯(lián)系人：李璟，工程師，河南.安陽(455004)，安陽鋼鐵股份有限公司技術(shù)中心； 收稿日期：2015-9-10

WATER MOLD TEST FOR BOTTOM BLOWING OF 300 t CONVERTER

Wang Zheng Sun Yanhui

( School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing)

In order to advance metallurgical effect of bottom blowing system, it is difficult to replace too much blowing layout in Late service life, the current number of the number of end blowing layout was expected to cut down. Based on similarity theory of model experiment and a 300 t duplex combined blowing converter, by means of cold model experiment ,the influential factors of the number and configuration of bottom tuyeres , bottom gas strength and lance height on the mixing time were studied. The results indicated, each factor has different effects. The operating parameters of the shortest mixing time were obtained as follows: layout 8-B of bottom tuyeres , flowrate of top blowing 14.35 m3/h(corresponding prototype 18007 m3/h).lance height 128 m(corresponding prototype 2400 mm)flowrate of bottom blowing 2.74 m3/h(corresponding prototype 3673 m3/h).

orthogonal experiment water modeling mixing time

?，碩士，北京(100083)，北京市海淀區(qū)學(xué)院路30號(hào)北京科技大學(xué)；

2015-10-25