陳興華，胡志勇，朱 榮，劉福海，姚柳潔，馮 強

（1.南京鋼鐵股份有限公司，江蘇南京210008；2.北京科技大學國家材料服役安全科學中心，北京科技大學，北京100083；3.北京科技大學高端金屬材料特種熔煉與制備北京市重點實驗室，北京科技大學，北京100083；4.北京科技大學冶金與生態(tài)工程學院，北京科技大學，北京100083）

目前，轉爐煉鋼是我國兩種主要煉鋼方法之一，而有效提高鋼水質量與縮短冶煉周期是轉爐煉鋼的主要發(fā)展方向[1-3]。同時，復合吹煉技術則是轉爐煉鋼的主要方法，復吹轉爐冶煉過程中，頂吹氧槍主要負責氧氣傳輸與熔渣熔化過程，而底吹流股主要負責混勻熔池中下部鋼鐵，滿足熔池成分與溫度均勻化。因此，頂吹氧槍結構與底吹元件的匹配程度在很大程度上決定了轉爐的攪拌效果，且與冶煉終點鋼種的質量和生產(chǎn)的經(jīng)濟效益密切相關[4-5]。

本文綜合分析了優(yōu)化前后氧槍數(shù)值模擬實驗結果，通過研究熔池流動速度、湍動能與熔池沖擊面積，確定轉爐頂吹氧槍結構最佳方案，并結合工業(yè)試驗檢驗相關模擬結果，分析了優(yōu)化前后氧槍在110 t復吹轉爐的供氧時間、噸鋼耗氧量和重點氧槍冷卻水回水溫度，以確定優(yōu)化后氧槍參數(shù)的合理性。

1 數(shù)值模擬研究

110 t復吹轉爐爐膛直徑D為4 520 mm，爐身總高度為7 530 mm，熔池深度為1 365 mm，渣層厚度為300 mm。底吹元件布置方案如圖1所示，圖中圓環(huán)直徑為0.5D，各底吹元件相鄰直線夾角為30°，底吹總流量均為264 m3/h（標準）。表1是本文所研究的兩種氧槍主要參數(shù)結構。

圖1 轉爐底吹布置模式

基于轉爐砌磚圖，本研究按幾何比例1：1建立數(shù)值模擬模型，其計算域包括氣-液-渣三相流動區(qū)。使用ICEM軟件建立三維模型并進行劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格均為六面體結構網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為91萬，網(wǎng)格劃分圖如圖2所示。FLUENT模擬過程中采用非穩(wěn)態(tài)模式進行計算，氧氣相假設為理想氣體。

表1 氧槍噴頭主要幾何參數(shù)

圖2 轉爐模型網(wǎng)格圖

1.1 模型建立

VOF 模型以及標準k-ε湍流模型計算多相流動過程，速度邊界層利用無滑移壁面和標準壁面函數(shù)進行差分。模擬過程中，壓力和速度采用PISO 算法進行耦合，流體壓力效應采用Body force weighted 方法進行差分，各相體積分數(shù)利用Ger-Reconstruct模式差分，其余變量方程均選取一階迎風格式。氧槍入口邊界定義為質量入口，出口域為壓力出口，其他邊界均為絕熱壁面[6-7]。根據(jù)熔池實際情況設定氣-液-渣三相體積比例，且各相初始速度均為0 m/s。

1.2 模擬結果分析

熔池速度越大，其攪拌效果越好。圖3為轉爐底吹氣流量為240 m3/h（標準），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設計流量時，不同復吹模式下熔池各截面湍流動能云圖。各截面位置分別距爐底距離為10、297、584、871及1 158 mm。如圖3所示，熔池速度值較大區(qū)域為熔池內靠近底吹流股一側，結果表明底吹流股對位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對其攪拌效果。通過分析不同截面數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化后氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池速度分別為0.207 m2/s 及0.109 m2/s；原氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池速度分別為0.093 m2/s 及0.084 m2/s。因此，優(yōu)化后氧槍在不同冶煉槍位下均可提高熔池攪拌效果。同時，優(yōu)化后氧槍在熔池渣鋼線一帶所導致的熔池流動速度較大，在一定程度上加速了爐襯的腐蝕速度。

圖3 轉爐熔池速度場分布圖

熔池湍動能越大，其混勻效果越好。圖4為轉爐底吹氣流量為240 m3/h（標準），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設計流量時，不同復吹模式下熔池各截面湍流動能云圖。各截面位置分別距爐底距離與速度截面位置相同。如圖所示，湍動能數(shù)值較大區(qū)域為熔池內靠近底吹流股一側，其結果與溶池速度分布模式類似，進一步證明底吹流股對熔池中下部攪拌的重要性。通過分析不同截面數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化后氧槍在1.2 m 及1.5 m槍位下，其熔池湍動能分別為0.377 m2/s2及0.258 m2/s2；原氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池湍動能分別為0.242 m2/s2及0.215 m2/s2。因此，優(yōu)化后氧槍有利于熔池攪拌能力的提高。

圖4 轉爐熔池湍動能場分布圖

圖5為轉爐底吹氣流量為240 m3/h（標準），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設計流量時，不同復吹模式下熔池沖擊面積云圖，截面位置為熔池液面下方150 mm。如圖5所示，優(yōu)化后氧槍在1.2 m及1.5 m槍位下，其熔池湍動能分別為2.41m2及3.23m2；原氧槍在1.2m 及1.5m槍位下，其熔池湍動能分別為2.02m2及2.37m2。因此，優(yōu)化后氧槍有利于提高氧氣射流與熔池接觸面積，提高氧氣傳輸速率。

2 工業(yè)試驗研究

為模擬結果的可靠性，針對優(yōu)化前后氧槍噴頭在某鋼廠二煉鋼110 t復吹轉爐上進行了412爐次工業(yè)試驗，其主要冶煉鋼種有45 鋼，Q235 和HRB400。本文重點統(tǒng)計了轉爐供氧時間、噸鋼耗氧量和終點氧槍冷卻水回水溫度等情況進行分析。原氧槍及優(yōu)化后氧槍熔池冶煉前后成分如表2 所示，轉爐冶煉前鐵水與廢鋼原料條件基本相同，因此轉爐初始冶煉條件對本研究結果無基礎影響。

圖5 轉爐熔池湍動能場分布圖

表2 優(yōu)化前后氧槍吹煉主要條件與結果

圖6 優(yōu)化前后氧槍供氧時間與噸鋼氧耗

如圖6 所示，由于優(yōu)化后氧槍供氧強度大于優(yōu)化前氧槍，導致優(yōu)化后氧槍在供氧時間方面相比于原氧槍縮短1.5 m。在此基礎上，考慮到熔池沖擊面積的增大，氧氣向熔池的有效傳遞速率相應提高。因此，優(yōu)化后氧槍噸鋼氧耗相比于原氧槍降低1.33 m3/t（標準），有利于控制噸鋼冶煉成本，提高轉爐冶煉經(jīng)濟效益。

本文顯示100爐次優(yōu)化前后氧槍終點冷卻水回水溫度。工業(yè)試驗過程中優(yōu)化前后氧槍冷卻水進水溫度均為29.6 ℃，且進水流量均為160 t。如圖7 所示，原氧槍平均冷卻水回水溫度為37.7℃，其波動范圍為0.1 ℃；優(yōu)化后氧槍平均冷卻水回水溫度為38.2 ℃，其波動范圍為0.1 ℃。由于，轉爐供氧強度增大，熔池單位時間放熱量增大，導致優(yōu)化后氧槍在相同冷卻水入水條件下終點冷卻水回水溫度高于優(yōu)化前氧槍。但優(yōu)化前后氧槍冷卻水溫度均小于安全供水溫度45 ℃，因此可滿足安全生產(chǎn)要求。

圖7 優(yōu)化前后氧槍終點冷卻水回水溫度

3 結 論

（1）熔池速度及湍動能數(shù)值較大區(qū)域均為熔池內靠近底吹流股一側，表明底吹流股對位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對其攪拌效果。

（2）優(yōu)化后氧槍在不同冶煉槍位下均可提高熔池攪拌效果，增大氧氣射流與熔池接觸面積，提高氧氣傳輸速率。同時，優(yōu)化后氧槍在熔池渣鋼線一帶所導致的熔池流動速度較大，在一定程度上加速了爐襯的腐蝕速度。

（3）工業(yè)試驗表明，優(yōu)化后氧槍供氧時間與噸鋼氧耗相比于原氧槍分別縮短1.5 m及1.33 m3/t（標準），有利于控制噸鋼冶煉成本，提高轉爐冶煉經(jīng)濟效益。同時，優(yōu)化前后氧槍冷卻水溫度均小于安全供水溫度45 ℃，可滿足安全生產(chǎn)要求。