張 嶺 ，于 波，鐘良才 *，王立新，賀龍龍，翁 莉，李 強(qiáng)

（1.東北大學(xué)多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 沈陽 110819；2.東北大學(xué)冶金學(xué)院,遼寧 沈陽 110819；3.建龍集團(tuán)撫順新鋼鐵煉鋼廠,遼寧 撫順 113001）

0 引言

目前頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐煉鋼是我國主要的煉鋼方法，它結(jié)合了頂吹和底吹轉(zhuǎn)爐冶煉的優(yōu)點(diǎn)，利用頂吹氧氣和底吹攪拌氣體對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池進(jìn)行攪拌，以改善渣金間反應(yīng)動(dòng)力學(xué)條件，提高轉(zhuǎn)爐脫磷脫碳效果，達(dá)到吹煉平穩(wěn)、縮短冶煉時(shí)間、降低終渣全鐵含量、提高鋼水質(zhì)量的目的。在復(fù)吹轉(zhuǎn)爐煉鋼過程中，頂吹氣體流量、底吹氣體流量和氧槍槍位對(duì)熔池?cái)嚢杌靹蛴泻艽蟮挠绊憽鴥?nèi)外眾多學(xué)者對(duì)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍布置的數(shù)量和位置采用不同的方式[1-4]。Ajmani[5]等人利用水模試驗(yàn)研究了130 t 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池的混勻和傳質(zhì)速率，結(jié)果顯示，復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間隨底槍支數(shù)增加而降低。Klaus Koch[6]等人通過冷態(tài)模擬試驗(yàn)，研究了復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹氣體流量對(duì)熔池?cái)嚢杌靹虻挠绊憽Ｑ芯堪l(fā)現(xiàn)，隨著底吹流量的增加，熔池混勻時(shí)間降低。謝植等人[7]通過水模型物理模擬試驗(yàn)研究了底槍對(duì)稱和非對(duì)稱布置對(duì)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間的影響。研究結(jié)果表明，采用非對(duì)稱底槍集中布置的轉(zhuǎn)爐熔池?cái)嚢栊Ч?，混勻時(shí)間短。但以上研究僅限于較少的底槍數(shù)量和布置方案，并且未建立轉(zhuǎn)爐熔池流體流動(dòng)的數(shù)學(xué)模型，不能描述轉(zhuǎn)爐中的具體流動(dòng)現(xiàn)象。

筆者以120 t 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐為研究對(duì)象，運(yùn)用物理模擬研究了底槍支數(shù)、布置和供氣強(qiáng)度、頂槍槍位等因素對(duì)復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間的影響，運(yùn)用數(shù)值模擬研究了底槍支數(shù)和布置對(duì)熔池內(nèi)流場(chǎng)和速度場(chǎng)的影響，為實(shí)際復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的底槍布置提供了依據(jù)。

1 研究方法

1.1 物理模擬試驗(yàn)方法

由于實(shí)際轉(zhuǎn)爐熔池流動(dòng)過程復(fù)雜，在縮小的冷態(tài)物理模擬試驗(yàn)中不能保證所有的相似準(zhǔn)數(shù)都相等，因此本研究采用近似模擬的方法，近似模型法只保證主要的相似準(zhǔn)數(shù)相等。在模擬過程中要找到模型與原型之間起決定性作用的相似準(zhǔn)數(shù)，并根據(jù)相似準(zhǔn)數(shù)計(jì)算試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母黜?xiàng)物理參數(shù)。

本研究在建立復(fù)吹轉(zhuǎn)爐物理模型時(shí)主要考慮了原型與模型之間的幾何相似和動(dòng)力相似，用水代替鋼液，用壓縮空氣代替轉(zhuǎn)爐頂吹和底吹氣體來進(jìn)行物理模擬試驗(yàn)。在保證幾何相似的條件下保證原型與模型轉(zhuǎn)爐的修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等進(jìn)行試驗(yàn)，以保證原型與模型的流體流動(dòng)相似[8-10]。按照幾何相似比1∶10 建立120 t 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐物理試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，原型轉(zhuǎn)爐和模型轉(zhuǎn)爐的主要參數(shù)如表1 所示。

表1 原型轉(zhuǎn)爐與模型轉(zhuǎn)爐的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of prototype converter and model converter

模擬試驗(yàn)裝置如圖1 所示，試驗(yàn)裝置主要由復(fù)吹轉(zhuǎn)爐模型、供氣系統(tǒng)和混勻時(shí)間測(cè)定系統(tǒng)組成。供氣系統(tǒng)由空壓機(jī)將壓縮空氣送入儲(chǔ)氣罐，分別經(jīng)過氣體減壓閥、轉(zhuǎn)子流量計(jì)、頂槍和底槍吹入轉(zhuǎn)爐熔池中。熔池的混勻時(shí)間由混勻時(shí)間測(cè)定系統(tǒng)進(jìn)行測(cè)定，首先對(duì)熔池吹氣攪拌90 s，以保證熔池內(nèi)形成穩(wěn)定流場(chǎng)。通過漏斗向熔池內(nèi)加入40 mL 濃度為0.2 g/mL 氯化鉀溶液作為示蹤劑，并開始計(jì)時(shí)，用3支固定在熔池底部不同位置的電導(dǎo)電極測(cè)量熔池中水溶液電導(dǎo)率的變化，并經(jīng)數(shù)據(jù)采集儀輸入計(jì)算機(jī)，最后由計(jì)算機(jī)測(cè)量軟件判定，當(dāng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)示蹤劑濃度低于其混勻濃度的±3%時(shí)的時(shí)間作為每支電極位置處濃度的混勻時(shí)間，取3 支電極混勻時(shí)間的最大值作為熔池的混勻時(shí)間。每組條件的試驗(yàn)重復(fù)3 次以上，由重復(fù)試驗(yàn)得出的混勻時(shí)間的平均值作為該試驗(yàn)條件的混勻時(shí)間。

圖1 試驗(yàn)裝置示意Fig.1 Schematic of experimental apparatus

圖2 為轉(zhuǎn)爐模型底槍開孔位置和標(biāo)號(hào)。模型轉(zhuǎn)爐底部徑向上存在由內(nèi)到外4 個(gè)圓周，依次標(biāo)記為圓A、B、C、D。每個(gè)圓上均勻分布有14 個(gè)底吹供氣元件且按順時(shí)針方向標(biāo)記為1～14。

圖2 模型轉(zhuǎn)爐底槍開孔位置及編號(hào)Fig.2 Position and numeration of bottom tuyeres in the model converter

熔池混勻時(shí)間是判斷熔池?cái)嚢栊Ч闹匾獏?shù)，在物理模擬試驗(yàn)中，依次研究4、6、8 支底槍不同布置方式對(duì)熔池?cái)嚢杌靹虻挠绊?。研究?、6、8 支底槍的不同布置方案如表2～4 所示。

表2 4 支底槍布置方案Table 2 Arrangements of 4 bottom tuyeres

表3 6 支底槍布置方案Table 3 Arrangements of 6 bottom tuyeres

表4 8 支底槍布置方案Table 4 Arrangements of 8 bottom tuyeres

1.2 數(shù)學(xué)模擬研究方法

本研究使用SolidWorks 軟件繪制模型轉(zhuǎn)爐熔池的三維模型，利用Ansys 前處理軟件Fluent Meshing進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)為44 300個(gè)，轉(zhuǎn)爐模型計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分如圖3 所示。

圖3 熔池計(jì)算區(qū)域和網(wǎng)格劃分Fig.3 Computational zone and meshing in the molten bath

由于鋼液在復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池中的流動(dòng)過程復(fù)雜，并伴隨有化學(xué)反應(yīng)、傳熱、傳質(zhì)過程，為了便于研究熔池內(nèi)的流體流動(dòng)，對(duì)熔池內(nèi)液體和氣體提出以下假設(shè)：①爐內(nèi)流體為常物性；②不考慮熔池內(nèi)化學(xué)反應(yīng)；③忽略渣層對(duì)熔池流動(dòng)的影響；④忽略氣泡間的作用力，氣泡為剛性。

1）熔池氣液兩相流模型控制方程

用VOF 模型來追蹤熔池氣體與液體相互作用的氣液界面形狀，對(duì)于第q相的流動(dòng)，需滿足質(zhì)量守恒定律，連續(xù)性方程為：

式中，αq是q相的體積分率，且∑αq=1；ρq是第q相的密度,kg/m3；uq是第q相的速度，m/s。

氣液兩相流流動(dòng)的動(dòng)量方程為：

式中，xi分別代表x、y、z方向坐標(biāo)，m；ui和uj分別為流體在i和j方向上的速度分量，m/s。ρ為兩相流體的密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；g為重力加速度，m/s2；p為流體的壓力，Pa；μeff為有效粘度且μeff=μ+μt，Pa·s；F為相間作用力，N/m3,本研究主要包括氣泡曳力、虛擬質(zhì)量力、壓力梯度力。

兩相流動(dòng)量方程里的密度ρ和粘度μ用以下兩式計(jì)算：

式中，下標(biāo)g 代表氣相，下標(biāo)l 代表液相。

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型來計(jì)算頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)的氣液兩相流的湍流流動(dòng)。k-ε雙方程模型表示為：

采用DPM 模型來模擬底吹氣泡在轉(zhuǎn)爐熔池的運(yùn)動(dòng)，只考慮主要的力對(duì)氣泡流動(dòng)的影響。底吹氣泡運(yùn)動(dòng)方程：

式中，等號(hào)右邊第一項(xiàng)是曳力；第二項(xiàng)為凈浮力；第三項(xiàng)是虛擬質(zhì)量力；第四項(xiàng)是壓力梯度力；u為連續(xù)相速度；up為氣泡速度；ρ為連續(xù)相密度；ρp為氣泡氣體密度；FD為曳力系數(shù)。

在模擬過程中通過求解傳質(zhì)方程得到熔池中示蹤劑濃度隨時(shí)間的變化，確定熔池形成穩(wěn)定流場(chǎng)的混勻時(shí)間，進(jìn)而對(duì)純底吹時(shí)氣液兩相流模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。傳質(zhì)方程為：

式中，C為示蹤劑的質(zhì)量分率；Deff為示蹤劑的有效擴(kuò)散系數(shù)。

本研究中，頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池上部設(shè)置為壓力出口，出口處氣體體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為1，只允許氣體通過。轉(zhuǎn)爐壁面選擇為無滑移壁面，在與液體相接觸的壁面處，速度分量選用無滑移邊界條件，相應(yīng)法向分量為0，對(duì)壁面附近的區(qū)域選用壁面函數(shù)處理。使用UDF 來控制氣泡近液面的破碎進(jìn)入氣相。利用Ansys Fluent 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬求解，使用壓力基準(zhǔn)器和瞬態(tài)計(jì)算，壓力插值使用PRESTO!離散格式，連續(xù)性方程、動(dòng)量方程對(duì)流項(xiàng)、湍動(dòng)能和湍流耗散率的離散格式使用二階迎風(fēng)格式，當(dāng)各個(gè)變量的無量綱殘差小于1.0×10-4時(shí)認(rèn)為數(shù)值計(jì)算收斂，之后將計(jì)算結(jié)果使用Tecplot 軟件進(jìn)行后處理，以獲得熔池流體流動(dòng)的速度場(chǎng)。

2）數(shù)學(xué)模擬的底槍布置方案

在對(duì)120 t 復(fù)吹轉(zhuǎn)爐不同底槍支數(shù)布置進(jìn)行物理模擬優(yōu)化后，此處主要對(duì)如圖4 所示的混勻時(shí)間較短的底槍布置方案4-3、方案6-6 和方案8-18 進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，進(jìn)一步研究底槍支數(shù)和布置對(duì)熔池流動(dòng)的影響。

種畜禽（含精液、胚胎等其他遺傳物質(zhì)）是非常重要的物種資源，是畜牧業(yè)發(fā)展的基礎(chǔ)。一個(gè)優(yōu)良畜禽品種的培養(yǎng)需要長時(shí)間的繁殖過程才能獲得較穩(wěn)定的遺傳特性，但是毀壞只需一朝一夕。我們?cè)诠膭?lì)培育優(yōu)良畜禽品種的同時(shí)，更應(yīng)加強(qiáng)種畜禽生產(chǎn)經(jīng)營行為的管理，種畜禽生產(chǎn)經(jīng)營許可證審批作為重要的手段，仍然起著重要作用。

圖4 數(shù)學(xué)模擬的底槍布置方案Fig.4 Bottom tuyere configurations in mathematical simulation

2 結(jié)果與討論

2.1 物理模擬結(jié)果與討論

純底吹條件下，4 支底槍布置在底吹流量為0.216 m3/h時(shí)，熔池混勻時(shí)間在40.3～70.5 s，其中大部分布置方案的混勻時(shí)間在45 s 以上，只有方案4-1、4-3 和4-11 的混勻時(shí)間小于45 s。底吹流量為0.534 m3/h時(shí)，混勻時(shí)間在25.7～50.3 s，大部分布置方案的混勻時(shí)間在30～40 s。當(dāng)?shù)状盗髁窟_(dá)到1.074 m3/h時(shí)，熔池混勻時(shí)間在24.9～43.5 s，其中方案4-3、4-7、4-12 的混勻時(shí)間在25 s 左右。方案4-5 和4-10 的攪拌效果較差，混勻時(shí)間均在40 s 以上。由以上試驗(yàn)可知，在爐底布置4 支底槍的15 種試驗(yàn)方案中，熔池?cái)嚢栊Ч^好的方案4-3、4-7、4-12，但方案4-7 和4-12 在低的底吹氣量下的混勻時(shí)間比方案4-3 的長。這三種方案的底槍是布置在A、B 和C 的圓周上，且同一側(cè)兩支底槍的位置相對(duì)集中。

純底吹條件下，6 支底槍布置方案在底吹流量為0.216 m3/h時(shí)，不同布置方案的混勻時(shí)間在42.7～61.9 s，布置方案6-5 和6-6 的混勻時(shí)間在45 s 之內(nèi)。底吹流量增加至0.534 m3/h時(shí)，混勻時(shí)間在28.8～45.6 s，其中方案6-6 熔池?cái)嚢栊Ч詈脼?8.8 s。繼續(xù)增加底吹流量到1.074 m3/h，熔池混勻時(shí)間為24.3～37.8 s，大部分布置方案的混勻時(shí)間在25～35 s，其中方案6-14 的混勻時(shí)間低于25 s，方案6-2、6-8 和6-16 的混勻時(shí)間比較長，分別為37.8、35.2、35.5 s。底吹氣體流量達(dá)到1.608 m3/h時(shí)，混勻時(shí)間為21.3～33.8 s。綜合來看，底槍布置方案6-6 的熔池?cái)嚢栊Ч詈?，該布置方案是在方?-3 的的基礎(chǔ)上，在圓周B 上增加6#和13#孔得到的。

純底吹條件下，8 支底槍布置方案在底吹流量為0.534 m3/h時(shí)，不同布置方案的熔池混勻時(shí)間在30.6～46.3 s，其中方案8-18 的混勻時(shí)間最低。底吹流量增加至1.074 m3/h時(shí)，混勻時(shí)間在23.6～34.9 s。底吹氣體流量達(dá)到1.608 m3/h時(shí)，熔池混勻時(shí)間在17.8～28.6 s，8-17、8-28 兩種布置方案的混勻時(shí)間小于20 s。綜合對(duì)比可以得出，在8 支底槍布置方案8-18、8-28 兩種布置方案底吹攪拌能力較強(qiáng)，平均熔池混勻時(shí)間為25 s 左右，而方案8-18 在低的底吹氣量下，能夠獲得最低的混勻時(shí)間，且其他兩個(gè)底吹氣量下的混勻時(shí)間也較低。實(shí)際上，底槍布置方案8-18 是在最佳的6 支底槍布置方案6-6 的基礎(chǔ)上，在圓周C 上增加4#和12#底槍得到的。

純底吹時(shí)，最佳底槍布置方案4-3、6-6 和8-18在0.534 和1.074 m3/h 兩個(gè)底吹流量下計(jì)算的平均混勻時(shí)間分別為28.50、28.25、27.50 s。

圖5 為頂吹流量為122 m3/h時(shí)，底槍布置方案8-18 在不同氧槍高度下的熔池混勻時(shí)間。由圖5可知，頂吹流量一定，不同氧槍高度下熔池混勻時(shí)間均隨底吹流量的增大而降低。底吹流量為0.534～1.074 m3/h時(shí)，除槍位170 mm，熔池混勻時(shí)間隨槍位的提高而增大；底吹流量為1.608～2.142 m3/h時(shí)，混勻時(shí)間隨槍位的提高呈現(xiàn)先降低后逐漸穩(wěn)定的趨勢(shì)。這是由于低槍位時(shí)，頂吹氣體到達(dá)熔池的時(shí)間較短，氣體之間相互干擾能力較小，使得頂吹氣體到達(dá)熔池液面時(shí)衰減較小，雖然頂吹氣體的沖擊動(dòng)能大但作用范圍小，不能對(duì)熔池進(jìn)行大范圍的攪拌。隨著槍位的提高，氧槍噴頭與熔池液面距離增加，熔池的沖擊面積增大，頂吹氣體可以對(duì)更大范圍的液體進(jìn)行攪拌，使熔池混勻時(shí)間逐漸降低。當(dāng)槍位繼續(xù)升高超過一個(gè)臨界值時(shí)，造成頂吹氣體到達(dá)熔池的動(dòng)能不斷衰減，不利于熔池?cái)嚢瑁沟萌鄢鼗靹驎r(shí)間增加。

圖5 底槍布置方案8-18 在頂吹流量為122 m3/h 時(shí)不同氧槍高度的混勻時(shí)間Fig.5 Mixing time in molten bath with different oxygen lance heights at top gas flow rate of 122 m3/h for case 8-18

對(duì)比方案8-18 在復(fù)吹和純底吹條件下的混勻時(shí)間發(fā)現(xiàn)，槍位在170～260 mm 變化的復(fù)吹轉(zhuǎn)爐熔池混勻時(shí)間始終大于純底吹的混勻時(shí)間。這是因?yàn)槿鄢氐臄嚢枘苤饕獊碜杂诘状禋怏w，加入頂吹氣體后，頂吹氣體射流與底吹氣體流動(dòng)沖突導(dǎo)致能量耗散，使底吹氣體吹入熔池產(chǎn)生的動(dòng)能減少，熔池?cái)嚢枘軠p少，混勻時(shí)間增加。

2.2 數(shù)學(xué)模擬結(jié)果與討論

為驗(yàn)證純底吹氣液兩相流模型的準(zhǔn)確性，利用組分傳輸模型計(jì)算不同底槍布置方案的熔池混勻時(shí)間，數(shù)學(xué)模型示蹤劑濃度監(jiān)測(cè)點(diǎn)與物理模擬中電極位置相同，兩者示蹤劑投入點(diǎn)相同，均以示蹤劑濃度不再超出混勻平衡濃度的±3%時(shí)的時(shí)間作為監(jiān)測(cè)點(diǎn)的混勻時(shí)間，取三點(diǎn)混勻時(shí)間的最大值作為熔池的混勻時(shí)間，結(jié)果如圖6～7 所示。由圖6 和圖7 可知，不同底槍布置方案物理模擬試驗(yàn)測(cè)得的混勻時(shí)間和數(shù)學(xué)模擬計(jì)算出的混勻時(shí)間相差1.8～3.5 s，不同底槍支數(shù)和布置的混勻時(shí)間變化趨勢(shì)相同，表明數(shù)學(xué)模型得到的結(jié)果與物理模擬的結(jié)果相近。

圖6 底槍布置方案6-6 數(shù)值模擬混勻時(shí)間Fig.6 Mixing time in mathematical simulation with case 6-6

圖7 不同底槍布置方案物理模擬與數(shù)值模擬混勻時(shí)間對(duì)比Fig.7 Comparison of mixing time between physical and mathematical simulations in different bottom tuyere configurations

2.3 底槍支數(shù)和布置對(duì)熔池流場(chǎng)的影響

從物理模擬結(jié)果可知，熔池的攪拌效果對(duì)底槍布置和底吹強(qiáng)度有很高的依賴性。通過轉(zhuǎn)爐純底吹氣液兩相流數(shù)學(xué)模擬，研究不同底吹方案對(duì)熔池流場(chǎng)的影響。

圖8 是底吹流量為1.074 m3/h時(shí)，底槍布置方案4-3、6-6 和8-18 在熔池不同高度水平截面上的速度云圖和流線圖。由圖8 可知，在熔池中不同高度的水平截面上，氣泡群上升的浮力帶動(dòng)周圍液體運(yùn)動(dòng)形成多個(gè)大小不一的環(huán)流區(qū)域，當(dāng)氣泡群上升到熔池液面后，將液體向四周排開使之相對(duì)運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而對(duì)熔池進(jìn)行攪拌。在1/3 液面高度上，只有熔池中部和邊緣存在少量速度小于0.015 m/s 的低速區(qū)；2/3 液面高度上，布置方案6-6 的熔池四周存在面積較大的低速區(qū)域，方案4-3 和8-18 熔池邊緣存在少量低速區(qū)，流體在此高度下形成圍繞上升底吹氣泡流中心的環(huán)流的流動(dòng)狀態(tài)。從2/3 液面高度的截面上環(huán)流的渦心數(shù)看，方案4-3、6-6 和8-18 的渦心數(shù)分別為4、6 和5個(gè)，每個(gè)渦心形成以各自渦心為中心的環(huán)流區(qū)，渦心多，則環(huán)流區(qū)就多，就不利于整個(gè)熔池的混勻，如方案6-6 在渦心之間存在面積較大的低速區(qū)，其熔池混勻時(shí)間比其它兩個(gè)布置方案要長。

圖8 不同布置方案熔池水平截面的流體流動(dòng)Fig.8 Streamlines of different bottom tuyere configurations on different horizontal section in the molten bath

不同底槍布置方案下沿耳軸截面的熔池速度場(chǎng)如圖9 所示。底吹氣體進(jìn)入熔池后形成氣泡向上運(yùn)動(dòng)，帶動(dòng)周圍液體在豎直方向上做循環(huán)流動(dòng)，可以在氣泡群的兩側(cè)形成兩個(gè)明顯渦心。

圖9 不同布置方案耳軸截面的速度矢量Fig.9 Velocity fields of different bottom tuyeres configurations at trunnion section

在此截面上底槍布置方案6-6 在耳軸截面上形成右邊三個(gè)渦心高度相差不大但高于最左側(cè)的渦心的流場(chǎng)；方案4-3 形成的流場(chǎng)的左右兩個(gè)相鄰的渦心中，右側(cè)渦心明顯高于左側(cè)渦心，而且兩個(gè)內(nèi)測(cè)渦心高度不對(duì)稱，存在從左側(cè)渦心向右側(cè)渦心的流動(dòng)，導(dǎo)致液體能夠穿過熔池中心到達(dá)熔池右側(cè)，有利于整個(gè)熔池的傳質(zhì)；底槍布置方案8-18 形成兩個(gè)外側(cè)渦心高于兩個(gè)內(nèi)側(cè)渦心非對(duì)稱流場(chǎng)，使渦流在豎直方向上可以攪動(dòng)更廣泛的區(qū)域，有利于熔池均勻。

圖10 是不同底槍布置方案垂直耳軸的截面速度云圖。由于垂直耳軸截面上沒有底槍布置，底吹氣體對(duì)該截面流場(chǎng)的作用大小能夠更好地反映底槍布置對(duì)熔池?cái)嚢璧挠绊?。由圖10 可知，方案4-3 形成了兩個(gè)渦心，熔池左側(cè)的渦心周圍和離該渦心較遠(yuǎn)處存在面積較大的低于0.015 m/s 的區(qū)域，該渦心的上部區(qū)域速度稍大。方案6-6 左右兩側(cè)存在兩個(gè)渦心，在這兩個(gè)渦心附近和熔池底部存在面積更大的低速區(qū)，而且速度在0.015～0.030 m/s 的面積較大，表明底吹氣體對(duì)該截面的攪拌能力較弱。方案8-18 形成的流場(chǎng)只有一個(gè)渦心，而熔池底部和中心部分速度較大，熔池底部右側(cè)和中心的小部分區(qū)域速度較小，說明該底槍布置方案的底吹氣體對(duì)該截面的攪拌效果好。

圖10 不同布置方案垂直耳軸截面速度云圖Fig.10 Velocity contours vertical to trunnion direction with different bottom tuyere configurations

盡管底吹在熔池?cái)嚢柽^程起著關(guān)鍵性作用，但熔池中仍舊存在一些流體流動(dòng)速度較小的區(qū)域，把速度小于0.015 m/s 的區(qū)域定義為“死區(qū)”，圖11 為底吹流量為1.074 m3/h時(shí)，方案4-3、6-6、8-18 的“死區(qū)”形狀三維俯視圖，水平方向?yàn)榇怪庇诙S方向，可見：方案6-6“死區(qū)”體積最大為23.56%，主要聚集在熔池前后大面附近的區(qū)域，并帶有兩條帶狀“死區(qū)”生成，這些低速區(qū)的存在阻礙了熔池內(nèi)部的對(duì)流傳質(zhì)；底槍布置方案8-18 的熔池“死區(qū)”體積明顯減少，“死區(qū)”體積比為10.3%，主要集中在前后大面附近；方案4-3“死區(qū)”體積比為15.44%，熔池中的“死區(qū)”主要位于一側(cè)大面，熔池下部存在一些塊狀“死區(qū)”，無條狀“死區(qū)”。

圖11 底吹流量為1.074 m3/h 不同布置方案熔池死區(qū)Fig.11 Dead zone in the molten bath with different bottom tuyere arrangements with bottom gas rate of 1.074 m3/h

綜上，純底吹條件下，底吹氣體流量小于1.074 m3/h時(shí)，可采用較少的底槍；底吹氣體流量大于1.074 m3/h時(shí)，采用較多的底槍，在最佳底槍布置方案下有利于降低熔池的混勻時(shí)間。復(fù)吹條件下，當(dāng)?shù)状盗髁繛?.534～1.074 m3/h時(shí)，最佳的頂吹槍位為200 mm；當(dāng)?shù)状盗髁繛?.608～2.142 m3/h時(shí)，最佳的頂吹槍位為200～230 mm。

下一步將建立復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的數(shù)學(xué)模型，研究不同頂槍槍位、供氣流量對(duì)熔池流體流動(dòng)的影響。

3 結(jié)論

1）物理模擬試驗(yàn)純底吹時(shí)，最佳底槍布置方案4-3、6-6 和8-18 在底吹流量為0.534 和1.074 m3/h下的平均混勻時(shí)間分別為28.50、28.25、27.50 s。

2）底槍布置方案8-18 在頂吹流量為122 m3/h，底吹流量為0.534～1.074 m3/h 復(fù)吹時(shí)，熔池混勻時(shí)間隨氧槍槍位的提高而增大；底吹流量為1.608～2.142 m3/h時(shí)，熔池混勻時(shí)間隨氧槍槍位的提高呈現(xiàn)先降低后逐漸穩(wěn)定的趨勢(shì)，最佳槍位范圍為200～230 mm。

3）底吹時(shí)得到的水平截面流場(chǎng)的渦心個(gè)數(shù)少，有利于熔池流體流動(dòng)時(shí)形成較少的環(huán)流區(qū)，在垂直截面流場(chǎng)上的渦心不對(duì)稱，有利于形成不對(duì)稱的流動(dòng)，可降低“死區(qū)”體積，從而提高底吹氣體的攪拌能力，使熔池的混勻時(shí)間降低。底吹流量為1.074 m3/h時(shí)，底槍布置方案6-6 的水平截面的渦心最多，垂直截面流場(chǎng)的渦心不對(duì)稱程度低，死區(qū)體積最大，達(dá)到23.56%；而底槍布置方案4-3、8-18 的熔池水平截面流場(chǎng)的渦心較少，垂直截面流場(chǎng)渦心不對(duì)稱程度高，熔池中“死區(qū)”體積較小，“死區(qū)”體積比分別為15.44%和10.30%。

致謝

本研究得到了中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)專項(xiàng)資金資助（N2125018）、科技部國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目（2017YFB0304100）和國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51574069）資助，在此表示衷心感謝。