朱 榮姚柳潔

(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)

氧氣轉(zhuǎn)爐煉鋼自發(fā)明以來(lái)發(fā)展迅速，20世紀(jì)70年代中期提出的復(fù)合吹煉技術(shù)，冶煉過(guò)程中同時(shí)從頂部吹入氧氣、底部吹入惰性氣體，相較于頂吹轉(zhuǎn)爐，復(fù)吹轉(zhuǎn)爐隨著底吹惰性氣體的加入，能夠更大程度上加強(qiáng)對(duì)熔池的攪拌，底吹流股可以改善熔池內(nèi)部反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)條件，有利于鋼水成分和溫度的均勻[1]。為了獲得更好的攪拌效果，底吹優(yōu)化尤為重要。

近些年的國(guó)內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)對(duì)轉(zhuǎn)爐底吹的研究主要集中在對(duì)轉(zhuǎn)爐底吹元件的數(shù)目、位置以及底吹流量的研究，轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間是表征轉(zhuǎn)爐攪拌效果的重要參數(shù)，但是最終的結(jié)論卻不統(tǒng)一。張榮生[2]等認(rèn)為在底吹流量一定的條件下，底吹元件數(shù)量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響不大，但是底吹元件的布置模式對(duì)熔池流動(dòng)影響很大；Paul S[3]等認(rèn)為隨著底吹元件數(shù)量的增加，轉(zhuǎn)爐熔池被底吹流股分成更多小區(qū)域，其內(nèi)的攪拌作用相對(duì)減弱，從而不利于熔池的攪拌；關(guān)于底吹流量方面，大多數(shù)的文獻(xiàn)認(rèn)為在底吹元件數(shù)量不變的條件下，隨著底吹流量的增大，熔池內(nèi)部的攪拌更充分，從而混勻時(shí)間縮短；而某些研究者認(rèn)為底吹氣體流量在總氣量的10%～20%時(shí)效果最佳，這樣可以減少飛濺，減少混合時(shí)間。

某鋼廠100t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐采用6支底吹元件均勻分布在二分之一節(jié)圓上，在原底吹布置條件下轉(zhuǎn)爐底吹攪拌作用較弱，冶煉時(shí)間較長(zhǎng)。為了優(yōu)化該鋼廠轉(zhuǎn)爐底吹工藝，本文采用冷態(tài)水模擬的方法探究不同底吹布置以及底吹流量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響，以此得出合適的底吹布置模式來(lái)指導(dǎo)實(shí)際的工業(yè)生產(chǎn)。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)裝置與設(shè)備

本實(shí)驗(yàn)過(guò)程中轉(zhuǎn)爐原型為某鋼廠100 t轉(zhuǎn)爐，構(gòu)建模型的材料為有機(jī)玻璃，原轉(zhuǎn)爐與模型比為5∶1。在模型制作過(guò)程中，通過(guò)底部鉆孔來(lái)模擬轉(zhuǎn)爐底部透氣磚，水模平臺(tái)用空氣壓縮機(jī)將空氣壓入氣罐來(lái)搭建供氣系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)方法采用測(cè)電導(dǎo)率法。具體的水模擬平臺(tái)如圖1所示。

圖1 100 t轉(zhuǎn)爐模擬實(shí)驗(yàn)裝置

1.2 試驗(yàn)相似原理

本實(shí)驗(yàn)以保持模型與原型的幾何相似建立的物理模型相似為原則，具體幾何相似的實(shí)現(xiàn)是通過(guò)該鋼廠轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)情況以及實(shí)驗(yàn)室水模平臺(tái)綜合情況選擇合適的相似比。一般幾何相似比可表示為

m=Lp/Lm

(1)

式中：Lp為實(shí)物幾何尺寸；Lm為模型幾何尺寸。

由于在本研究中，水和空氣模擬鋼液與氮?dú)膺\(yùn)動(dòng)的相似性主要由體力流動(dòng)的力學(xué)決定的，通過(guò)流體受力分析研究可得，本研究中起絕對(duì)性作用的是流體流動(dòng)的慣性力與重力比。為了滿足幾何條件相似，保證原型與模型的流體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)相似，采用修正的弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)為決定性相似準(zhǔn)數(shù)[5]。

式(2)為反映本次實(shí)驗(yàn)中流體流動(dòng)行為的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)(Modified Froude)。

(2)

式中：u為氣流速度，m/s；L為特征尺寸，m；ρl為液體密度，kg/m3；ρg為氣體密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2。

1.3 模型參數(shù)的確定

本實(shí)驗(yàn)建立的冷態(tài)模型原型為某鋼廠100 t轉(zhuǎn)爐，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中用水來(lái)模擬熔池鋼液，壓縮空氣模擬底吹氣體。根據(jù)該鋼廠原轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)的各項(xiàng)參數(shù)以及實(shí)驗(yàn)室水模平臺(tái)條件，確定幾何相似比為5∶1，即將原型復(fù)吹轉(zhuǎn)爐按1∶5的比例縮小。

本實(shí)驗(yàn)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹氣體流量模擬100 t轉(zhuǎn)爐現(xiàn)場(chǎng)三個(gè)實(shí)際供氣強(qiáng)度進(jìn)行對(duì)比實(shí)驗(yàn)，以確定底吹的最佳供氣強(qiáng)度。模型氣體流量可用式(3)計(jì)算:

(3)

式中：Qm，Qp分別為模型和原型的供氣量，m3/h(標(biāo)準(zhǔn))；ρgm，ρgp分別為模型與原型的氣體密度，kg/m3；ρlm，ρlp分別為模型與原型的液體密度，kg/m3；Lm，Lp分別為模型與原型的特征尺寸，m。

通過(guò)式(1)和式(2)計(jì)算可得出原型與模型的幾何尺寸以及轉(zhuǎn)爐原型與模型的參數(shù)對(duì)比見表1和表2。

表1 原型與模型的參數(shù)對(duì)比 mm

表2 原型與模型中的物理特性

1.4 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)在建立的100 t轉(zhuǎn)爐模型上設(shè)置不同底吹布置方式以及不同底吹流量，具體的底吹布置如圖2所示，A方案為六個(gè)底吹元件均勻布置在二分之一節(jié)圓上，B方案為4個(gè)底吹元件矩形分布在二分之一節(jié)圓上且四個(gè)底吹孔之間的夾角分別為60°、120°、60°、120°，C方案為三個(gè)底吹元件均勻布置在二分之一節(jié)圓上。具體的底吹氣體流量如表3所示。

圖2 三種不同的底吹布置

表3 原型與模型的底吹氣體流量m3/h(標(biāo)準(zhǔn))

實(shí)驗(yàn)步驟具體為：通過(guò)調(diào)節(jié)控制閥和流量計(jì)實(shí)現(xiàn)對(duì)底吹流量的調(diào)節(jié)，底吹流量依據(jù)表3設(shè)定，流量調(diào)節(jié)穩(wěn)定吹氣一定時(shí)間，即熔池流動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定后，選取水模型圓周上某一位置固定一個(gè)漏斗裝置，保持漏斗位置不變，每組試驗(yàn)從此漏斗處往物理模型中加入30 mL飽和KCl溶液作為示蹤劑與此同時(shí)時(shí)用軟件記錄時(shí)間，保持吹氣量不變，兩個(gè)固定位置電極處的水溶液電導(dǎo)率開始發(fā)生變化。

由計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)分析可看出：在加入示蹤劑后，兩個(gè)電導(dǎo)探頭處電極數(shù)值會(huì)跳躍增大，然后兩條曲線逐漸下降，經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后逐漸平穩(wěn)達(dá)到一致。由此獲得一組數(shù)據(jù)。根據(jù)混勻時(shí)間的定義，本研究按照混勻度為95%的方法確定混勻時(shí)間。

實(shí)驗(yàn)時(shí)，保持其他參數(shù)不變，改變某一參數(shù)，實(shí)驗(yàn)進(jìn)行多次，然后對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得出模型混勻時(shí)間與各工藝參數(shù)之間的關(guān)系。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 混勻時(shí)間結(jié)果分析

本實(shí)驗(yàn)應(yīng)用平行實(shí)驗(yàn)的方法根據(jù)3種底吹布置以及3種底吹流量共設(shè)計(jì)了9種實(shí)驗(yàn)方案，研究了底吹噴槍的布置方式和底吹氣體的流量與轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)部液體的混勻時(shí)間的關(guān)系，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 各個(gè)實(shí)驗(yàn)方案結(jié)果分析

2.1.1 底吹流量分析

如圖3所示為不同底吹流量與熔池平均混勻時(shí)間的關(guān)系圖。從圖3中可以看出，隨著底吹流量的增大，熔池平均混勻時(shí)間呈先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)?shù)状禋怏w流量較小時(shí)，底吹元件出口氣體動(dòng)能較小，為熔池內(nèi)輸入的能量較小，所以混勻時(shí)間較長(zhǎng)；在底吹流量不超過(guò)3.45 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)，隨著底吹流量的增大，底吹元件出口地體動(dòng)能逐漸增大，從而熔池池輸入的能量變大，底吹氣體對(duì)熔池的攪拌作用不斷加強(qiáng)，熔池混勻時(shí)間不斷縮小；當(dāng)?shù)状禋怏w流量繼續(xù)增大時(shí)，底吹流股之間存在明顯的干擾現(xiàn)象，所以底吹氣體的動(dòng)能有一部分相互抵消，所以底吹氣體對(duì)熔池的攪拌作用減弱，熔池混勻時(shí)間變長(zhǎng)。

圖3 底吹流量與混勻時(shí)間的關(guān)系圖

2.1.2 底吹布置分析

圖4～圖6分別為底吹流量2.76、3.45、4.14 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))下不同底吹布置與熔池平均混勻時(shí)間的關(guān)系圖。從圖4～圖6對(duì)比中可以看出，在底吹氣體流量相同的條件下，4孔底吹B方案的熔池混勻時(shí)間最短，而原6孔底吹方案A混勻時(shí)間最長(zhǎng)。B方案相較于C方案底吹元件支數(shù)增加，4個(gè)底吹流股比3個(gè)底吹流股有更大的“氣—液”接觸面積，且流股之間的相互干擾現(xiàn)象在底吹流量沒超過(guò)3.45 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)并不明顯，底吹氣體對(duì)熔池的攪拌作用更強(qiáng)，所以B方案混勻時(shí)間小于C方案。原6孔底吹A(chǔ)方案由于底吹孔較多，導(dǎo)致各個(gè)底吹流股間存在干擾現(xiàn)象，降低了底吹氣流對(duì)熔池的攪拌效果，增大了混勻時(shí)間。在底吹噴嘴密集布置的條件下，熔池被分割的小區(qū)較為明顯，因?yàn)槿鄢乇环殖傻男^(qū)越多，彼此的影響的就越厲害，從而使攪拌能互相抵消，進(jìn)一步影響到混勻效果，所以方案A混勻時(shí)間最長(zhǎng)。

圖4 底吹流量2.76 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))的混勻時(shí)間

圖5 底吹流量3.45 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))的混勻時(shí)間

圖6 底吹流量為4.14 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))的混勻時(shí)間

2.1.3 方差分析

為了明確底吹布置方式與底吹氣體流量對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響程度，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差 分析并進(jìn)行F檢驗(yàn)，以探明影響熔池混勻時(shí)間的顯著性因素。如表5所示，兩因素對(duì)應(yīng)的F值大小為：底吹布置方式>底吹氣體流量，并且二者F值大于F0.05(2,3)，這一結(jié)果表明，底吹布置方式、底吹氣體流量均對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生了顯著性的影響。

表5 方差分析表

各單因素統(tǒng)計(jì)量表如表6所示，由表6可以得出底吹布置方案B混勻時(shí)間最短，原底吹方案A混勻時(shí)間最長(zhǎng)，而底吹流量為3.45 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)混勻時(shí)間最短，底吹流量為4.14 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)混勻時(shí)間最長(zhǎng)。底吹氣體自底吹元件進(jìn)入熔池，形成底吹流股，從而對(duì)熔池起到加強(qiáng)攪拌的作用，在底吹流量一定的條件先，當(dāng)?shù)状翟€(gè)數(shù)較多時(shí)，底吹流股會(huì)將熔池劃分成多個(gè)小的循環(huán)回流區(qū)域，當(dāng)?shù)状翟€(gè)數(shù)較少時(shí)，因?yàn)閱沃У状翟牧髁枯^底吹元件個(gè)數(shù)較多時(shí)的大，所以形成的底吹流股具有更大的動(dòng)能，此時(shí)，底吹流股將轉(zhuǎn)爐熔池劃分成個(gè)數(shù)較少且影響面積較大的循環(huán)回流區(qū)，經(jīng)過(guò)分析，原6孔底吹布置方案A底吹元件個(gè)數(shù)較多，底吹流股之間的相互干擾比較嚴(yán)重，從而一定程度上減弱了底吹氣體的攪拌作用，熔池混勻時(shí)間延長(zhǎng)，并且這種干擾現(xiàn)象在流量較大的時(shí)候更為明顯。

表6 單因素描述統(tǒng)計(jì)量表

2.2 熔池流場(chǎng)分析

在對(duì)熔池流場(chǎng)測(cè)定的實(shí)驗(yàn)中，使用墨汁作為示蹤劑來(lái)觀察熔池內(nèi)液體的流動(dòng)情況。根據(jù)底吹水模擬結(jié)果分析及生產(chǎn)的實(shí)際情況，分別對(duì)六孔均勻布置、四孔矩形布置及三孔均勻布置方案進(jìn)行流場(chǎng)分析，表7為所研究的不同方案轉(zhuǎn)爐熔池的俯視圖。表7(a)時(shí)刻為熔池未加墨汁時(shí)的流場(chǎng)，表7(b)時(shí)刻為墨汁剛加入熔池的流場(chǎng)，表7(c)時(shí)刻為墨汁開始擴(kuò)散到熔池的流場(chǎng)，表7(d)時(shí)刻表示死區(qū)出現(xiàn)，表7(e)時(shí)刻為墨汁擴(kuò)散到整個(gè)熔池的流場(chǎng)圖。

從表7可以觀察到，當(dāng)墨汁剛剛被倒入熔池內(nèi)時(shí)，墨汁首先受沖擊力的影響而向縱向發(fā)展并無(wú)橫向擴(kuò)展，此過(guò)程中墨汁僅垂直向下運(yùn)動(dòng)；隨時(shí)間的推移，墨汁在底吹流股的作用下同時(shí)往縱向及橫向運(yùn)動(dòng)；墨汁繼續(xù)進(jìn)行橫向運(yùn)動(dòng)，充滿熔池的大部分區(qū)域,此時(shí)轉(zhuǎn)爐熔池的死區(qū)出現(xiàn)，由于底吹元件的布置方式不同，死區(qū)的分布也不僅相同，對(duì)于六孔均勻布置以及三孔均勻布置而言，死區(qū)主要分布于整個(gè)轉(zhuǎn)爐四周接近爐壁處，并且死區(qū)面積較大，對(duì)于四孔矩形布置而言，死區(qū)主要分布在矩形長(zhǎng)邊所對(duì)應(yīng)的爐壁邊沿部分?？偟膩?lái)說(shuō)，四孔矩形布置熔池死區(qū)體積較小，混勻效果較理想。

表7 不同方案流場(chǎng)圖

3 結(jié) 論

(1)分析實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可得：底吹布置以及底吹流量均對(duì)實(shí)驗(yàn)混勻時(shí)間結(jié)果有顯著性影響，混勻效果為四孔矩形底吹布置方案B>三孔均勻布置底吹布置方案C>原六孔均勻底吹布置方案A；隨著底吹流量的增大，熔池混勻時(shí)間呈先減小后增大的規(guī)律。

(2)分析三種底吹布置流場(chǎng)可得：方案B流場(chǎng)死區(qū)最小，混勻效果最好；方案A六個(gè)底吹流股之間的相互干擾現(xiàn)象比較嚴(yán)重，死區(qū)最大。

(3)通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出優(yōu)化后的底吹工藝為：四個(gè)底吹元件分布在二分之一節(jié)圓上且四個(gè)孔之間的角度分別為60°、120°、60°、120°，底吹流量應(yīng)控制在3.45 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))左右(即現(xiàn)場(chǎng)底吹流量為500 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))左右)。