多功能鐵水包熔化廢鋼的計算及分析

楊光，鄧帥，徐安軍，戴曉慶

?

多功能鐵水包熔化廢鋼的計算及分析

楊光1，鄧帥1，徐安軍1，戴曉慶2

(1. 北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京，100083；2. 中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

為了提高鋼鐵生產(chǎn)流程中的廢鋼比，在高爐接鐵前向多功能鐵水包中加入廢鋼，并通過熱力學(xué)計算和數(shù)值模擬對多功能鐵水包中的廢鋼熔化問題進(jìn)行分析研究。研究結(jié)果表明：廢鋼在鐵水包中有足夠的時間升高至預(yù)熱溫度，高爐出鐵口的鐵水沖擊能可有效促進(jìn)大型廢鋼的熔化過程；當(dāng)廢鋼比表面積為1.6 m2/t且預(yù)熱溫度為800 ℃時，每噸鋼熔化時間約為11.5 min；鐵水包中的廢鋼熔化受預(yù)熱溫度的影響，對于比表面積為3.3 m2/t的中型廢鋼，當(dāng)其預(yù)熱溫度由300 ℃升高至800 ℃時，每噸鋼熔化時間也由8.5 min縮短至6.8 min。

多功能鐵水包；廢鋼；熔化過程；數(shù)值模擬

鐵礦石和廢鋼作為鋼鐵生產(chǎn)的2種重要原料，對鋼鐵工業(yè)的發(fā)展有著至關(guān)重要的影響。與有限的自然資源鐵礦石不同，廢鋼是可回收利用的再生資源，使用廢鋼不僅能促進(jìn)資源的循環(huán)利用和生產(chǎn)可持續(xù)發(fā)展，同時還能減少碳排放[1?3]和NO等有害氣體的產(chǎn)生，具有較好的經(jīng)濟(jì)效益和環(huán)保效益。根據(jù)文獻(xiàn)[4?6]可知：使用廢鋼每生產(chǎn)1 t粗鋼，鐵礦石消耗減少4.3 t，冶煉能耗減少60%，用水量減少40%，廢氣排放減少86%，污水排放減少76%，廢棄物產(chǎn)生減少97%。陸鐘武[7?8]提出以廢鋼指數(shù)()作為衡量鋼鐵工業(yè)廢鋼資源充足程度的指標(biāo)，并指出在鋼鐵產(chǎn)量下降后的若干年內(nèi)，鋼鐵工業(yè)的廢鋼資源必然相對充足。從2015年至2017年底，由于鋼鐵工業(yè)產(chǎn)能過剩，在去產(chǎn)能、去庫存和供側(cè)給改革下，粗鋼產(chǎn)量基本保持在8億t左右。卜慶才等[9?12]對未來的廢鋼量進(jìn)行了預(yù)測，根據(jù)鋼鐵制品的平均使用壽命和3類廢鋼的實際收得率，對我國廢鋼資源量和供需狀況進(jìn)行了分析，預(yù)測從2020—2030年廢鋼量將由1.2億t左右逐年增至2.7億t左右，廢鋼資源供給將得到改善，后續(xù)將進(jìn)一步發(fā)展為廢鋼資源過剩。目前，國內(nèi)鋼鐵廠使用的廢鋼多為輕薄廢鋼，易于熔化，但均需要購買；鋼鐵廠自產(chǎn)的廢鋼多為鑄坯切削料，廢鋼成分相對較好，但厚度較大，屬于中型廢鋼，熔化較為困難。由此可見，我國廢鋼量在未來將逐漸增多，廢鋼問題也將更加突出。為提高鋼鐵生產(chǎn)過程中的廢鋼比，本文作者提出鐵水包中加廢鋼的方案，并對廢鋼熔化問題進(jìn)行研究。

1 鐵水包加廢鋼方案設(shè)計

我國廢鋼消耗主要依靠長流程的轉(zhuǎn)爐和短流程的電爐，由于長流程的鋼鐵生產(chǎn)過程不如電爐的能量來源直接可控，故廢鋼消耗量有限且還需要進(jìn)行烘烤預(yù)熱等操作[13?14]。由于廢鋼熔化需要有一定預(yù)熱溫度和其他熔化條件，在現(xiàn)有的多種鋼鐵廠鐵鋼界面運(yùn)輸模式中，“一包到底”模式下的多功能鐵水包[15?16](以下簡稱鐵水包)不需要倒罐，同樣適合加入廢鋼。鐵水包加廢鋼流程示意圖如圖1所示。

圖1 鐵水包加廢鋼流程示意圖

具體方案設(shè)計如下：鐵水包在轉(zhuǎn)爐兌鐵完畢后，直接利用煉鋼廠轉(zhuǎn)爐加廢鋼的天車向鐵水包中加入廢鋼，或使用抓鋼機(jī)進(jìn)行廢鋼加入；鐵水包返回?zé)掕F廠的鐵水包烘烤位進(jìn)行烤包及廢鋼預(yù)熱；預(yù)熱達(dá)一定溫度(300 ℃以上)后，前往高爐出鐵口等待接鐵；利用高溫鐵水所具有的熱能和勢能熔化鐵水包中的廢鋼。要實現(xiàn)鐵水包中加廢鋼，關(guān)鍵問題在于廢鋼的加入對原有的生產(chǎn)工序是否產(chǎn)生不利影響，可分別從時間和溫度上對此進(jìn)行分析。

根據(jù)鋼鐵生產(chǎn)流程的特點并結(jié)合現(xiàn)場情況，對鐵水包中加入廢鋼進(jìn)行利弊分析。鐵水包加入廢鋼具有以下優(yōu)勢：1) 充分吸收利用鐵水熱量，減少鐵水熱量無效耗散；2) 廢鋼吸收鐵水的沖擊勢能，既能減小鐵水對包底沖擊區(qū)的沖刷危害、提高鐵水包包齡，又能縮短廢鋼熔化時間[17]；3) 增加鋼鐵全流程總廢鋼比和廢鋼加入量，節(jié)約鋼鐵生產(chǎn)成本；4) 解決鋼鐵廠自產(chǎn)的大量中型切削料廢鋼難以熔化的問題。同時，鐵水包中加入廢鋼可能帶來以下問題：1) 增加了鐵水包中加廢鋼的操作，天車調(diào)度任務(wù)加大；2) 除極少量的鐵水包廢鋼外，鐵水包均需要進(jìn)行在線烘烤[18]以提高鐵水包熱狀態(tài)[19-22]，同時使廢鋼達(dá)到足夠的預(yù)熱溫度；3) 廢鋼熔化較慢或熔化不完全，影響鐵水預(yù)處理。

為了證實本文方案的優(yōu)點，同時分析方案中存在的問題并給出相應(yīng)的解決辦法，以首鋼京唐鋼鐵公司300 t鐵水包為例，對廢鋼熔化問題進(jìn)行相關(guān)熱力學(xué)分析和數(shù)值模擬。

2 鐵水包中廢鋼熔化的熱力學(xué)研究

2.1 廢鋼傳熱對流換熱系數(shù)的確定

廢鋼在鐵水包中的熔化受溫度、表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)等諸多因素的共同影響，且遵循牛頓冷卻定律：

=?Δ(1)

式中：為熱流密度，W/m2；為對流換熱系數(shù)，W/(m2?℃)；Δ為溫差，℃。

研究廢鋼在鐵水中熔化的熱力學(xué)過程，關(guān)鍵在于廢鋼熔化過程中對流換熱系數(shù)的確定。

式中：為雷諾數(shù)；為鐵水密度，kg/m3；為鐵水流速，m/s；為出鐵口鐵水液柱直徑，m；為普朗特數(shù)；為運(yùn)動黏度，m2/s；為熱擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；為動力黏度，Pa·s；p2為鐵水比熱容，J/(kg?℃)；為熱導(dǎo)率，W/(m·℃)。假設(shè)高爐出鐵口距鐵水包底6 m，鐵水沖擊包底流速約為11 m/s，鐵水液柱直徑為 80 mm；鐵水和廢鋼的熱物性參數(shù)如表1所示。

表1 鐵水和廢鋼的熱物性參數(shù)

鐵水沖擊廢鋼為強(qiáng)制對流換熱，其雷諾數(shù)≈ 5.6×105，滿足Dittus?Boelter對流換熱實驗關(guān)聯(lián)式[23?24]的適用范圍，同時，聯(lián)合努塞爾準(zhǔn)數(shù)()表達(dá)式確定鐵水與廢鋼的對流換熱系數(shù)：

式中：t為修正系數(shù)，此處取t=0.95。

式中：為廢鋼厚度，m。

由式(1)~(4)可得對流換熱系數(shù)為

廢鋼在鐵水包中的對流換熱可分為2種情況：第1種為初始接鐵時刻，鐵水液柱對廢鋼直接沖擊；第2種為高爐接鐵一段時間后，廢鋼完全浸入鐵水中進(jìn)行對流換熱。根據(jù)式(6)可計算出受鐵水沖擊時的表面對流換熱系數(shù)1約為2 046 W/(m2·℃)，浸入鐵水后的表面對流換熱系數(shù)2約為863 W/(m2·℃)，由此可見高爐鐵水直接沖擊廢鋼階段的對流換熱系數(shù)為浸入鐵水中對流換熱系數(shù)的2~3倍。

2.2 廢鋼熔化過程分析

廢鋼在鐵水包中首先經(jīng)烘烤預(yù)熱達(dá)到一定溫度，后在高爐接鐵時吸收鐵水熱量達(dá)到其熔點后開始逐漸熔化。廢鋼的熔點與其自身碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)有關(guān)，碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，其熔點越低。但廢鋼自身碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，一般在2%以下，熔點為1 430~1 480 ℃；但高爐鐵水碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)相對較高，廢鋼與鐵水接觸會出現(xiàn)滲碳，即鐵水中的碳原子向廢鋼中滲透，提高廢鋼中的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，熔點也將降低。

鐵水在接觸廢鋼后，廢鋼由于熔點較高吸收鐵水熱量先出現(xiàn)表面結(jié)殼，短時間內(nèi)由于鐵水的滲碳作用，廢鋼碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高、熔點降低，開始熔化。整個熔化過程如下：廢鋼表面結(jié)殼，而后滲碳與熔化過程同時進(jìn)行。根據(jù)文獻(xiàn)[25?27]可知：滲碳達(dá)到一定程度所需時間較短，結(jié)殼再熔化時間約為2 min。故假設(shè)熔化時碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.3%，根據(jù)鐵?碳相圖可知此時廢鋼熔點為1 260℃。廢鋼熔化能量守恒方程如下：

式中：為廢鋼熔化所需熱量，J；t為廢鋼升溫至熔點所需熱量，J；p1為廢鋼比熱容，J/(kg·℃)；m為廢鋼的熔化潛熱所需總熱量，J；m為廢鋼熔化溫度，℃；h為廢鋼預(yù)熱溫度，℃；1為廢鋼熔化潛熱，kJ/kg；1為廢鋼的質(zhì)量，kg。

由于廢鋼熔化時間還與廢鋼和鐵水的接觸面積有關(guān)，此處以重型廢鋼為例，在可熔化情況下，廢鋼完全熔化時間的表達(dá)式為

式中：1為沖擊階段持續(xù)時間，s；為廢鋼的比表面積(=/)，m2/t；為廢鋼總表面積，m2。

由式(10)可以看出廢鋼熔化時間主要受廢鋼預(yù)熱溫度h和廢鋼的比表面積共同影響。以長×寬×高分別為2.0 m×1.5 m×0.2 m的廢鋼進(jìn)行計算，可知其質(zhì)量為4.7 t，比表面積為1.6 m2/t。若其預(yù)熱溫度為800 ℃，根據(jù)高爐出鐵速率，厚度小于0.2 m的廢鋼完全浸入鐵水的時間1僅需1~2 min，此廢鋼完全熔化時間約為25.8 min，每噸鋼熔化時間為5.5 min。

3 廢鋼熔化的控制

3.1 廢鋼種類對廢鋼熔化的影響

為了保證廢鋼加入不影響鐵水預(yù)處理，廢鋼完全熔化時間必須小于鐵水包從接鐵開始到預(yù)處理站的時間。根據(jù)生產(chǎn)調(diào)研結(jié)果可知，鐵水包從高爐接鐵至預(yù)處理站的時間為45~70 min，為保證鐵水包在到達(dá)預(yù)處理站時廢鋼熔化完全，取最小周轉(zhuǎn)時間45 min。由式(10)可以看出每噸鋼的熔化時間僅與預(yù)熱溫度和廢鋼比表面積有關(guān)，在分析廢鋼預(yù)熱溫度對熔化速率的影響時，需控制另一變量，即廢鋼的比表面積。3種典型廢鋼參數(shù)如表2所示。

圖2所示為廢鋼預(yù)熱溫度與熔化時間的關(guān)系。由圖2可以看出：每噸鋼的熔化時間與廢鋼的預(yù)熱溫度呈線性相關(guān)；廢鋼預(yù)熱溫度越高，廢鋼熔化速率越大，每噸鋼的熔化時間越短；隨著廢鋼預(yù)熱溫度升高，廢鋼熔化時間縮短；廢鋼比表面積越小，預(yù)熱溫度對廢鋼熔化速率的改善效果越明顯；廢鋼比表面積越大，預(yù)熱溫度對廢鋼熔化速率的影響較小。以廢鋼3為例，當(dāng)預(yù)熱溫度達(dá)到800 ℃時，每噸鋼熔化時間為11.5 min，總?cè)刍瘯r間約為54 min，超出鐵水包運(yùn)輸至鐵水預(yù)處理的安全時間45 min。由此可見，比表面積極小的重型廢鋼，即使預(yù)熱溫度達(dá)800 ℃，仍然難以保證在進(jìn)行鐵水預(yù)處理之前熔化完全。

表2 廢鋼參數(shù)

圖2 每噸鋼預(yù)熱溫度與熔化時間的關(guān)系

根據(jù)比表面積將廢鋼分為3類：第Ⅰ類為輕薄廢鋼，比表面積大于5 m2/t；第Ⅱ類為中型廢鋼，比表面積為2~5 m2/t；第Ⅲ類為重型廢鋼，比表面積小于 2 m2/t。每噸鋼熔化時間與比表面積關(guān)系如圖3所示，其中區(qū)域Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ分別對應(yīng)輕薄廢鋼、中型廢鋼和重型廢鋼。由圖3可以看出：每噸鋼的熔化時間與廢鋼的比表面積呈反比，當(dāng)比表面積小于5 m2/t時，增大比表面積能有效提高廢鋼熔化速率，即縮短每噸鋼的熔化時間；當(dāng)比表面積大于5 m2/t時，比表面積不再是廢鋼熔化的限制性因素，提高比表面積對熔化速率影響較小。比表面積與預(yù)熱溫度對每噸鋼熔化時間的影響如圖4所示。

圖3 每噸鋼比表面積與熔化時間的關(guān)系

圖4 比表面積與預(yù)熱溫度對每噸鋼熔化時間的影響

3.2 模擬驗證試驗

采用數(shù)值模擬方法驗證分析計算的準(zhǔn)確性。模擬熔化過程采用長×寬×高分別為0.6 m×0.6 m×0.3 m的塊狀廢鋼，總質(zhì)量為0.85 t，比表面積為1.7 m2/t。數(shù)值模擬采用二維模型進(jìn)行計算，以塊狀廢鋼的軸對稱面進(jìn)行觀察，鐵水包中熔化廢鋼示意圖見圖5。

圖5 鐵水包中熔化廢鋼示意圖

數(shù)值模擬使用Fluent軟件進(jìn)行計算，廢鋼初始的預(yù)熱溫度設(shè)置為800 ℃，高爐出鐵溫度設(shè)置為1 450 ℃.由于鐵水黏度較大，湍流模型選擇SST k?ω模型。對廢鋼對稱面每隔1.5 min監(jiān)測1次，其中包括廢鋼塊的溫度場分布以及剩余廢鋼液相體積分?jǐn)?shù)。圖6所示為廢鋼熔化過程中的溫度場分布。由圖6可知：初始1.5 min內(nèi)鐵水液柱直接沖擊廢鋼上表面，底部的鐵水液面也逐漸升高；廢鋼中心溫度始終最低，廢鋼整體溫度隨著時間逐漸升高，在接鐵9.0 min時廢鋼基本溫度均超過1 260 ℃。

圖7所示為廢鋼熔化過程中的液相體積分?jǐn)?shù)云圖。由圖7可知：接鐵初始時刻鐵水沖擊廢鋼造成廢鋼上表面形成凹坑，隨著鐵水包內(nèi)鐵水液位逐漸升高，廢鋼下部開始熔化；接鐵9.0 min時廢鋼基本熔化完全，前4.5 min主要為廢鋼吸熱升溫過程，溫差大，熱流密度大，但廢鋼熔化質(zhì)量較少，熔化速率較慢；后4.5 min廢鋼基本達(dá)到熔化溫度，主要為吸熱熔化，熔化速率較大。模擬中0.85 t廢鋼在10.0 min時完全熔化，廢鋼的平均熔化時間為11.7 min，模擬結(jié)果與計算結(jié)果相對誤差小于2%，證實了計算過程的準(zhǔn)確性。

3.3 鐵水包中廢鋼加入質(zhì)量的控制

由于鐵水熔化廢鋼后的整體溫度仍需滿足鐵水預(yù)處理的安全溫度：

式中：2為鐵水質(zhì)量。

聯(lián)合式(7)，(8)，(9)和(11)可得廢鋼加入質(zhì)量表達(dá)式為

圖6 廢鋼熔化溫度場分布

圖7 廢鋼熔化過程中液相體積分?jǐn)?shù)分布云圖

式中：f為高爐出鐵溫度，℃；s為鐵水預(yù)處理安全溫度，℃；d為鐵水由高爐至預(yù)處理站的運(yùn)輸溫降，℃；max為鐵水包中的最大廢鋼加入質(zhì)量，t。由于鐵水運(yùn)輸溫降基本固定[28?29]，高爐出鐵溫度波動不大，廢鋼加入質(zhì)量的影響因素主要為廢鋼預(yù)熱溫度所影響的熔化時間。

在滿足鐵水預(yù)處理站前完全熔化且達(dá)到預(yù)處理安全溫度的條件下，廢鋼的最大加入質(zhì)量的目標(biāo)函數(shù) 如下：

表3 不同預(yù)熱溫度下鐵水包廢鋼加入質(zhì)量

對于300 t鐵水包而言，當(dāng)預(yù)熱溫度達(dá)到最高溫度800 ℃時，該方案中輕薄廢鋼、中型廢鋼和重型廢鋼最大加入質(zhì)量分別為18.0，11.3和6.6 t，3類廢鋼的鐵水包廢鋼比分別為2.20%~6.00%，1.00%~3.80%和0.76%~2.20%。

在鋼鐵廠首次試行該方案時，由于鋼鐵廠生產(chǎn)環(huán)境復(fù)雜，工序與工序之間銜接緊湊度難以保證，鐵水包中加廢鋼的操作可能存在部分隱患，出現(xiàn)狀況時可采取以下應(yīng)對措施：1) 鐵水包周轉(zhuǎn)率過低或高爐出鐵備包數(shù)太少，可不必保證100%的鐵水包加廢鋼；2) 需要冶煉高品質(zhì)或其他特殊鋼種時，不添加廢鋼或添加篩選合格的廢鋼；3) 若由于廢鋼加入過多或預(yù)處理等待時間過長，導(dǎo)致預(yù)處理時鐵水溫度不夠，可適當(dāng)加入輔熱劑；4) 對于加入廢鋼的鐵水包，在高爐接鐵時應(yīng)盡量避免出鐵口的第1包鐵水，防止由于鐵水溝所導(dǎo)致的首包鐵水溫度偏低，同時也應(yīng)避免出鐵口的最后1包鐵水，避免因出現(xiàn)尾包(即半包鐵)而繼續(xù)等待接鐵，從而影響廢鋼熔化的情況。

4 結(jié)論

1) 提出在多功能鐵水包中添加廢鋼的方案，并通過數(shù)值模擬方法進(jìn)行驗證。該方案減少了高爐接鐵過程中鐵水液柱對鐵水包包底的沖刷，提高了鐵水包包齡及鋼鐵生產(chǎn)流程中總的廢鋼加入質(zhì)量，降低了鋼鐵生產(chǎn)成本。

2) 鐵水包的在線烘烤和廢鋼的比表面積對廢鋼熔化有著重要影響。當(dāng)重型廢鋼比表面積為1.6 m2/t，廢鋼預(yù)熱溫度由300 ℃提高至800 ℃時，每噸鋼熔化時間由15.5 min縮短至11.5 min；當(dāng)預(yù)熱溫度均為800 ℃時，對于比表面積為3.3 m2/t的中型廢鋼，每噸鋼熔化時間為6.8 min，而對于比表面積為26.1 m2/t的輕薄廢鋼，每噸鋼熔化速率為2.3 min。

3) 對于容量為300 t的鐵水包，鐵水包中添加輕薄廢鋼、中型廢鋼和重型廢鋼的最大質(zhì)量分別為18.0，11.3和6.6 t，鐵水包廢鋼比最高分別為6.0%，3.8%和2.2%。

4)分析鐵水包中添加廢鋼可能存在的影響，并提出應(yīng)對措施，為后續(xù)相關(guān)研究提供參考。

[1] YAMAZAKI M. Effects of CO2emissions trading on steel scrap recycling: a simulation analysis using a computable general equilibrium model[J]. Materials Transactions, 2011, 52(3): 498?506.

[2] 盧鑫, 白皓, 趙立華, 等. 鋼鐵企業(yè)能源消耗與CO2減排關(guān)系[J]. 工程科學(xué)學(xué)報, 2012, 34(12): 1445?1452.

LU Xin, BAI Hao, ZHAO Lihua, et al. The relationship between energy consumption and CO2emissions in iron and steel making[J]. Chinese Journal of Engineering, 2012, 34(12): 1445?1452.

[3] 陸鐘武, 岳強(qiáng), 高成康. 論單位生產(chǎn)總值鋼產(chǎn)量及鋼產(chǎn)量、鋼鐵行業(yè)的能耗、物耗和排放[J]. 中國工程科學(xué), 2013, 15(4): 23?29.

LU Zhongwu, YUE Qiang, GAO Chengkang. Study on steel output per unit GDP and steel production, energy consumption, materials consumption & wastes emission of steel industry[J]. Engineering Sciences, 2013, 15(4): 23?29.

[4] WANG Minxi, GU Shanlu, GUO Yan. Steel scrap’s discovery and utilization: based on China[J]. Acta Geologica Sinica, 2015, 88(S2): 1294?1295.

[5] FUTá? P, PRIBULOVá A, FEDORKO G, et al. Influence of steel scrap in the charge on the properties of gray cast iron[J]. ISIJ International, 2017, 57(2): 374?379.

[6] IGARASHI Y, DAIGO I, MATSUNO Y, et al. Estimation of the change in quality of domestic steel production affected by steel scrap exports[J]. ISIJ International, 2007, 47(5): 753?757.

[7] 陸鐘武. 關(guān)于鋼鐵工業(yè)廢鋼資源的基礎(chǔ)研究[J]. 金屬學(xué)報, 2000, 36(7): 728?734.

LU Zhongwu. A study on the steel scrap resources for the steel industry[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2000, 36(7): 728?734.

[8] 陸鐘武. 論鋼鐵工業(yè)的廢鋼資源[J]. 鋼鐵, 2002, 37(4): 66?70.

LU Zhongwu. On steel scrap resources for steel industry[J]. Iron and Steel, 2002, 37(4): 66?70.

[9] 卜慶才, 呂江波, 李品芳,等. 2020—2030年中國廢鋼資源量預(yù)測[J]. 中國冶金, 2016, 26(10): 45?49.

BU Qingcai, Lü Jiangbo, LI Pinfang, et al. Prediction of Chinese steel scrap resources quantity in 2020—2030[J]. China Metallurgy, 2016, 26(10): 45?49.

[10] IGARASHI Y, KAKIUCHI E, DAIGO I, et al. Estimation of steel consumption and obsolete scrap generation in Japan and Asian countries in the future[J]. ISIJ International, 2008, 93(12): 782?791.

[11] HATAYAMA H, DAIGO I, MATSUNO Y, et al. Outlook of the world steel cycle based on the stock and flow dynamics[J]. Environmental Science & Technology, 2010, 44(16): 6457?6463.

[12] NAKAJIMA K, UCHIYAMA Y, HALADA K. Investigation of processing scraps of steel for the developing materials flow of recycling system[J]. Journal of the Japan Institute of Metals, 2002, 66(9): 917?920.

[13] PAK Y A, FILIPPOV G A, GLUKHIKH M V. Converter smelting of steel with preliminary scrap heating to reduce hot-metal consumption[J]. Steel in Translation, 2016, 46(9): 657?661.

[14] SUGIURA S, DEMUKAI N. Melting of direct reduced iron in a non-electric power scrap melting furnace[J]. ISIJ International, 2006, 28(12): 1014?1020.

[15] 楊光, 徐安軍, 賀東風(fēng), 等. 多功能鐵水包加蓋保溫效果分析[J]. 鋼鐵, 2017, 52(7): 96?103.

YANG Guang, XU Anjun, HE Dongfeng, et al. Analysis on heat preservation of multifunctional hot metal ladle[J]. Iron and Steel, 2017, 52(7): 95?103.

[16] 張龍強(qiáng), 田乃媛, 徐安軍,等. 實現(xiàn)鐵水包多功能技術(shù)的研究[J]. 工程科學(xué)學(xué)報, 2007, 29(4): 424?427.

ZHANG Longqiang, TIAN Naiyuan, XU Anjun, et al. Research on realization of ladle multifunction[J]. Chinese Journal of Engineering, 2007, 29(4): 424?427.

[17] 袁飛, 楊光, 徐安軍,等. 基于不同保溫措施下的鐵水包熱狀態(tài)模擬分析[J]. 工程科學(xué)學(xué)報, 2018, 40(1): 31?40.

YUAN Fei, YANG Guang, XU Anjun, et al. Thermal state simulation analysis of molten iron ladle based on different insulation measures[J]. Chinese Journal of Engineering, 2018, 40(1): 31?40.

[18] KLIMANCHUK V V, KOSOLAP N V, GLADKII P A, et al. Ladle heating of hot metal on discharge from the blast furnace[J]. Steel in Translation, 2011, 41(11): 918?923.

[19] GLASER B, G?RNERUP M, SICHEN D. Thermal modelling of the ladle preheating process[J]. Steel Research International, 2011, 82(12): 1425?1434.

[20] ZHANG Xinghe, TAKAHASHI R, NOGAMI H, et al. Numerical simulation of the moving bed furnace for iron scrap melting[J]. ISIJ International, 2002, 42(S1): 23?27.

[21] 歐儉平, 蕭澤強(qiáng), 蔣紹堅,等. 蓄熱式鋼包烘烤裝置的熱工特性[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2004, 35(2): 217?221.

OU Jianping, XIAO Zeqiang, JIANG Shaojian, et al. Thermal performance of regenerative ladle heater[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2004, 35(2): 217?221.

[22] VOLKOVA O, JANKE D. Modelling of temperature distribution in refractory ladle lining for steelmaking[J]. ISIJ International, 2003, 43(8): 1185?1190.

[23] YUAN Zhongxian, TAO Wenquan, WANG Qqiuwang. Numerical prediction for laminar forced convection heat transfer in parallel-plate channels with streamwise-periodic rod disturbances[J]. International Journal for Numerical Methods in Fluids, 2015, 28(9): 1371?1387.

[24] XIE Weian, XI Guannan. Geometry effect on flow fluctuation and heat transfer in unsteady forced convection over backward and forward facing steps[J]. Energy, 2017, 132: 49?56.

[25] LI J, PROVATAS N, BROOKS G. Kinetics of scrap melting in liquid steel[J]. Metallurgical & Materials Transactions B, 2005, 36(2): 293?302.

[26] WU Yongke, LACROIX M. Numerical study of melting of scrap metal[J]. Numerical Heat Transfer Applications, 1993, 24(4): 413?425.

[27] GUTHRIE R I L, STUBBS P. Kinetics of scrap melting in baths of molten pig iron[J]. Canadian Metallurgical Quarterly, 2013, 12(4): 465?473.

[28] 楊光, 徐安軍, 賀東風(fēng). 高爐?轉(zhuǎn)爐區(qū)段鐵水運(yùn)輸溫降綜述[J]. 中國冶金, 2018，28(4): 1?6.

YANG Guang, XU Anjun, HE Dongfeng. Review on temperature of hot metal from BF to BOF[J]. China Metallurgy, 2018, 28(4): 1?6.

[29] JIANG Zhaohui, PAN Dong, GUI Weihua, et al. Temperature measurement of molten iron in taphole of blast furnace combined temperature drop model with heat transfer model[J]. Ironmaking & Steelmaking, 2018，45(3): 1?9.

Analysis and calculation of steel scrap melting in multifunctional hot metal ladle

YANG Guang1, DENG Shuai1, XU Anjun1, DAI Xiaoqing2

(1. School of Metallurgical and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

In order to improve the scrap ratio in the steel production process, the scheme of adding scrap to the multifunctional hot metal ladle before loading to the blast furnace was proposed. The process of steel scrap melting in the multifunctional hot metal ladle was analyzed and studied by thermodynamic calculation and numerical simulation. The results show that the steel scrap has enough time to get the ideal preheating temperature in the ladle. The impact potential energy of hot metal, discharged from blast furnace tapping hole, can effectively promote the melting process of large scrap steel. When the specific surface area of the steel scrap is 1.6 m2/t and the preheating temperature is 800 ℃, the melting time per ton of steel scrap is about 11.5 min. Meanwhile, the melting of steel scrap in ladle is also greatly affected by the preheating temperature. For medium sized steel scrap with specific surface area of 3.3 m2/t, the melting time per ton of steel scrap decreases from 8.5 min to 6.8 min when the preheating temperature increases from 300 ℃ to 800 ℃.

multifunctional hot metal ladle; steel scrap; melting process; numerical simulation

TF703.4

A

1672?7207(2019)05?1021?07

10.11817/j.issn.1672?7207.2019.05.002

2018?06?06；

2018?08?06

國家重點研發(fā)計劃項目(2016YFB0601301); 國家自然科學(xué)基金資助項目(51674030)(Project(2016YFB0601301) supported by the National Key Research and Development Program of China; Project(51674030) supported by the National Natural Science Foundation of China)

徐安軍，博士，教授，從事冶金流程工程學(xué)以及鋼鐵流程整體優(yōu)化研究；E-mail: anjunxu@126.com

(編輯 伍錦花)