轉(zhuǎn)爐熔池內(nèi)流動的物理模擬研究

冒建忠，趙占山，岳 強，周小賓

（1.馬鋼股份有限公司，安徽馬鞍山，243003；2.日照鋼鐵控股集團有限公司，山東日照，276806；3.安徽工業(yè)大學(xué)，安徽馬鞍山，243032）

引言

轉(zhuǎn)爐是煉鋼過程的主要設(shè)備之一，保持轉(zhuǎn)爐煉鋼冶煉穩(wěn)定，減少成分波動，為后續(xù)工藝減少調(diào)整壓力，達到提質(zhì)降耗的目標，就要求煉鋼工作者對爐內(nèi)流動和均混狀況有所了解。然而轉(zhuǎn)爐煉鋼過程中，熔池內(nèi)的高溫化學(xué)反應(yīng)十分復(fù)雜［1-2］，直接測量難度大，物理模擬便成為了研究熔池內(nèi)部反應(yīng)的重要方法之一。

國內(nèi)外很多學(xué)者利用該方法對轉(zhuǎn)爐的底吹、頂吹進行模擬從而深入研究轉(zhuǎn)爐冶煉狀況。馮強［3］、官計生［4］、Terrazas［5］等人以生產(chǎn)實際為原型，按照不同比例構(gòu)建冷態(tài)水模進行研究。結(jié)果表明，隨著底吹氣體流量的增大，熔池內(nèi)混勻時間存在先減小后增大的規(guī)律。賀道中［6］、董進強［7］等對頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐中氧槍槍位、流量以及底吹供氣元件布置等工藝參數(shù)對混勻時間的影響進行了研究，實驗發(fā)現(xiàn)，在底吹氣流量為零時，采取低槍位、大流量能夠增強攪拌，混勻時間縮短 30% 以上。Maia［8］、Luomala［9］等采用物理模型方法研究轉(zhuǎn)爐噴濺影響機理，并對氧槍噴頭、槍位高度等條件變化對熔池內(nèi)的射流穿透能力的影響進行模擬研究。結(jié)果表明，氧槍射流與底吹供氣相互作用導(dǎo)致熔池內(nèi)分布不均引發(fā)噴濺，射流對熔池的穿透力能夠客觀的表達出射流與熔池之間的動量傳遞。同時發(fā)現(xiàn)，底吹噴嘴的位置對噴濺有很大的影響，在較低的噴槍間隙處，噴濺的方向隨熔池振蕩而發(fā)生改變。李勇［10］、周泉林［11］等利用水模實驗對混勻時間與底槍噴嘴的數(shù)量、布置方式、供氣強度等因素之間的關(guān)系進行研究。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)讟層? 支逐漸增加到12 支，混勻時間有所降低；隨著底吹供氣強度的增大，混勻時間縮短。當(dāng)?shù)讟寚娮炀嚯x爐底中心越遠，混勻所需時間先減少后增加。楊文遠［12］、劉勇［13］等通過建立轉(zhuǎn)爐水模實驗對不同供氣條件下的熔池運動情況進行研究，并模擬了轉(zhuǎn)爐冶煉初期加入廢鋼后轉(zhuǎn)爐的變化。結(jié)果表明，當(dāng)供氧強度增加時，噴濺率明顯上升。氧槍采用交錯布置噴頭以及加大爐容比可以有效降低噴濺發(fā)生。而無論是否加入廢鋼，底吹氣量的增加有利于熔池混勻；當(dāng)入爐廢鋼均勻分布時，隨氣流量的增大，混勻時間縮短。陳伯瑜［14］、鐘良才［15］等通過建立物理模型對頂?shù)讉?cè)吹的攪拌能力和混勻進行了研究，發(fā)現(xiàn)頂?shù)讉?cè)吹可以提高熔池的攪拌能力，通過在轉(zhuǎn)爐熔池面以下的爐體側(cè)壁以一定角度安裝側(cè)吹槍，能夠有效降低混勻時間。

本研究以250 t 轉(zhuǎn)爐為研究對象，按照1：12 的比例進行水模實驗，通過物理模型和數(shù)學(xué)模型對在不同供氣條件下的熔池流場速度和均混時間進行研究分析，進而為現(xiàn)場生產(chǎn)操作提供工藝參考。

1 模型建立

1.1 幾何條件

模型與原型的幾何相似是進行物理實驗的前提，結(jié)合實驗室的空間條件，本研究模型與原型的幾何相似比1：12，即

式中：L——幾何尺寸，下標m代表模型，p代表原型。

250 t轉(zhuǎn)爐內(nèi)腔和氧槍原型尺寸如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)爐內(nèi)型與氧槍原型尺寸

轉(zhuǎn)爐原型的氧槍槍位、熔池深度分別為1 800 mm、1 681 mm，按相似比計算，模型對應(yīng)值為150 mm、140.08 mm。

1.2 動力學(xué)條件

為使模型內(nèi)流動與實物內(nèi)流動相似，首先要滿足相似第二定理，即（1）模型與原型的流動由相同的方程組表述；（2）模型與原型的相似準數(shù)相等；（3）單值條件相似。實際上，完全滿足相似第二定理是困難的，有時是不可能的。為了進行模型研究，必須采用近似模型研究的方法。該近似建模方法，是在考慮模型研究時，分析相似條件中的主要和決定因素，次要和非決定因素。

水模型研究轉(zhuǎn)爐內(nèi)熔池流動時，熔體的重力、粘性力和慣性力都在流動行為中起作用，與3 個作用力相關(guān)的相似準數(shù)有雷諾數(shù)、佛魯?shù)聹蕯?shù)（或修正的佛魯?shù)聹蕯?shù)），即：Rem= Rep，F(xiàn)r′m= Fr′p，當(dāng)模擬系統(tǒng)中的雷諾準數(shù)進入第二自模化區(qū)的臨界值103-104時，系統(tǒng)處于自模化狀態(tài)。對于冶金流體，當(dāng)：Re ＞5 000 時，將考慮自模化狀態(tài)，此狀態(tài)時模型與原型的流動狀態(tài)和速度分布相似，與Re無關(guān)。本研究的流動處于第二自模化區(qū)，因此動力學(xué)相似只需要保證修正的佛魯?shù)聹蕯?shù)Fr′。

1.3 實驗參數(shù)

1.3.1 模型氣體流量

由動力相似 Fr′m= Fr′p，可得：

式中：um、up——模型與原型的氣體流速，m/s；

ρgm、ρgp——模型與原型氣體的密度，kg/m3；

ρlm、ρlp——模型與原型液體的密度，kg/m3；

Lm、Lp——模型與原型的特征尺寸，m；

g——重力加速度，m/s2。

又有：

式中：n——噴孔數(shù)目；

Qm、Qp——模型與原型的供氣量。

整理得到：

各介質(zhì)密度取值如表1 所示，本實驗?zāi)M轉(zhuǎn)爐的現(xiàn)場氧槍氧氣流量為51 000 m3/h，根據(jù)式（6）計算出的模型頂吹氣體流量為17.0 m3/h。

表1 原型與模型的介質(zhì)密度

對轉(zhuǎn)爐原型底吹0.03、0.05、0.08、0.1 m3/（min·t）的實際供氣強度進行對比實驗，根據(jù)式（6）計算出的底吹氣體流量如表2所示。

表2 原型與模型底吹氣體流量

1.3.2 底吹元件分布

本研究根據(jù)250 t轉(zhuǎn)爐實際底吹狀況進行優(yōu)化，該轉(zhuǎn)爐共有12個底吹元件，底吹供氣元件的原型孔徑為4.8 mm，按相似比計算，模型孔徑對應(yīng)值為0.4 mm。在生產(chǎn)冶煉過程中，考慮成本、底吹效果等綜合條件采取選擇性堵口操作，本研究為了明晰底吹元件個數(shù)及分布對熔池的影響，在保持底吹總氣量不變的情況下，本文將分別采取底吹均勻、非均勻分布兩種堵口方式開展研究，具體方案如下：

（1）均勻?qū)ΨQ底吹分布

均勻?qū)ΨQ底吹分布如圖2所示。

圖2 底吹元件分布位置

（2）非均勻底吹分布

非均勻底吹分布有對分分布（6 孔）、非對稱分布（3孔）兩種方式，如圖3所示。

圖3 非均勻?qū)ΨQ底吹分布布置方案

1.4 實驗裝置

本文按相似比1：12 采用10 mm 透明有機玻璃制作轉(zhuǎn)爐模型，有機玻璃外包銅管制作拉瓦爾噴頭氧槍，底部供氣元件采用直徑1.0 mm 的孔模擬底部透氣磚。主要的實驗裝置包括：有機玻璃轉(zhuǎn)爐模型、底吹供氣元件、空氣壓縮機、流量計、壓力表、儲氣罐、筆記本微機、數(shù)據(jù)采集電極三支、數(shù)據(jù)采集終端、電導(dǎo)率儀器等，如圖4所示。

圖4 實驗裝置圖

1.5 實驗方法

混合效果是影響轉(zhuǎn)爐冶煉速度的重要因素，采用混勻時間表征。混勻時間普遍采用“刺激-響應(yīng)”的實驗技術(shù)來測定，即將定量的示蹤劑添加到轉(zhuǎn)爐模型中，通過檢測設(shè)備測定出的曲線達到平衡的時間長短，確定轉(zhuǎn)爐模型混合時間。

本實驗采用自來水模擬鋼液，為了精確研究底吹氣量和底吹元件對轉(zhuǎn)爐熔池均混時間的影響，轉(zhuǎn)爐頂槍槍位高1.8 m，頂槍流量51 000 m3/h在實驗過程中保持不變，將示蹤劑（150 mL的NaCl溶液）通過固定在轉(zhuǎn)爐模型壁上的玻璃管加入液面下方，同時用電導(dǎo)率儀和函數(shù)記錄儀記錄其電導(dǎo)率隨時間的變化的曲線，直至曲線出現(xiàn)平衡并延續(xù)三十秒左右后停止。上述測定內(nèi)容重復(fù)3 次，采用平均值確定一組數(shù)據(jù)。根據(jù)預(yù)實驗測定結(jié)果，實驗條件調(diào)整后穩(wěn)定2 min，加入示蹤劑。

稱取原料20 g，加入10倍水研磨，后按3.1.1的最佳結(jié)果按2%投料量將重組胰蛋白酶投入，按3.1.2的方法恒溫45 ℃(3.1.2的最佳結(jié)果),反應(yīng)時間為3 h(3.1.3的最佳結(jié)果),將pH調(diào)節(jié)到6.0，7.0，8.0的條件下進行酶解，結(jié)果見表4。

2 實驗結(jié)果

2.1 底吹氣流量對轉(zhuǎn)爐熔池混勻的影響

底吹供氣流量對轉(zhuǎn)爐熔池流動的影響如圖5所示。圖5 中紅色方框為不同底吹氣量時的攪拌范圍，從圖5 可以看出，底吹氣體流量為40 L/min 時，熔池中心氣體攪拌范圍較底吹氣體流量為15 L/min時的范圍大，液面波動劇烈，這是因為氣量大，攪拌能必然大，對熔池內(nèi)液體流動影響大。

圖5 底吹氣量對熔池流動的影響

底吹供氣流量對轉(zhuǎn)爐熔池混勻時間的影響如圖6 所示。供氣流量15 L/min 時，熔池混勻時間為42 s，供氣流量增至 25、40 和 50 L/min 時，熔池混勻時間分別為26.22 s，23.11 s，19.22 s，降低 37.57%，44.98%和54.24%。隨供氣流量增加，熔池混勻時間降低。當(dāng)流量小時，氣體對熔池的攪拌能小，氣量增大，攪拌能逐漸增大，因此底吹氣量從15 L/min增大到25 L/min，均混時間顯著縮小；當(dāng)流量進一步增大，底吹流股間逐漸產(chǎn)生干擾，所以底吹氣量從25 L/min 增大到40 L/min，混勻時間縮短的趨勢減緩；流量超過40 L/min后，氣體動能增大帶動熔池攪拌作用較流股間干擾攪拌作用強，所以混勻時間縮短的趨勢反而又有所增加。

圖6 底吹氣量對熔池混勻時間的影響

2.2 均勻?qū)ΨQ底吹對轉(zhuǎn)爐熔池混勻影響

均勻?qū)ΨQ的底吹元件分布詳見圖2，不同位置的底吹槍的數(shù)量對熔池的混勻時間的影響如圖7所示。

可以看出：使用12 孔底吹、6 孔底吹和3 孔底吹方案時，隨著供氣強度的增大，轉(zhuǎn)爐熔池混勻時間逐漸減少。以12 孔底吹為例，底吹氣量從15 L/min增加至 50 L/min 時，混勻時間分別為 42 s，26.22 s，23.11 s 和 19.22 s，，與 15 L/min 的混勻時間相比，減少37.57%、44.98%和54.24%。可見，隨著底吹氣量增加，混勻時間雖然逐漸減小，但氣體流量對降低熔池混勻時間的貢獻下降，混勻時間下降量并不跟氣量增加值成正比。

另一方面，總氣量不變，底槍數(shù)量變化對熔池混勻時間也有影響。從圖7 中可以看出，隨著底吹槍的減少，雖然總氣量不變，但熔池的混勻時間上升。供氣強度為50 L/min 時，12 孔底吹方案熔池的混勻時間為19.22 s，在保持供氣量不改變的前提下，減少底吹槍支數(shù)到6 和3 支槍，熔池混勻時間分別為26.61 s，29.38 s，增加38.45%和52.91%，說明底吹氣體在熔池中相對分散布置，有利于熔池混勻時間的降低。

圖7 均勻分布方式不同對熔池混勻時間的影響

從以上分析可以看出，單支底吹元件氣體流量增加，底吹氣泡密集的狀況下，氣泡在熔池中形成的氣液兩相區(qū)中，氣泡量越密集，單個氣泡與熔池相互作用力下降，反之其浮力對熔池做功也下降，對熔池動力貢獻力降低，因此熔池混勻時間上升。

2.3 非均勻底吹分布對轉(zhuǎn)爐熔池影響

上節(jié)分析了底吹元件均勻底吹分布對轉(zhuǎn)爐熔池的影響，但是在實際生產(chǎn)過程中，有可能造成底吹孔堵塞的情況，從而形成非均勻底吹分布。因此，本節(jié)研究底吹元件非均勻分布對轉(zhuǎn)爐熔池均混時間的影響主要從兩種布置分析，分別為對分分布（6孔）、非對稱分布（3孔）。

2.3.1 對分分布（6孔）

圖8 對分分布6孔布置方案A和B下的熔池混勻時間

在對分6 孔（A）下，隨著底吹氣體流量的增加，混勻時間基本呈減小趨勢。底吹流量為15 L/min時，混勻時間為46.56 s，隨著底吹流量增加至25、40及50 L/min 時，熔池中的混勻時間為43.06 s、31.72 s和33.6 s，下降7.52%、31.87%及28.05%。

在對分6孔（B）下，熔池中的混勻時間同樣隨著底吹流量的增加呈現(xiàn)先減小后增加。底吹流量為15 L/min 時，熔池中的混勻時間為28.15 s，底吹流量為25 L/min 時，混勻時間為25.2 s 下降10.48%，當(dāng)?shù)状盗髁吭黾又?0 和50 L/min 時，熔池中的混勻時間為 33.7 s、44 s，相較于底吹流量為 15 L/min 時上升19.72%及56.31%，過量的底吹氣量可能增加熔池中的混勻時間。底吹元件數(shù)量一樣時，其位置分布是影響熔池混勻的關(guān)鍵性因素。

2.3.2 非對稱分布（3孔）

3 孔非對稱底吹布置方案如圖3（b）所示，A、B兩種分布對轉(zhuǎn)爐熔池均混時間的影響如圖9所示。

圖9 非對稱分布3孔布置方案A和B下熔池混勻時間

在傾非對稱分布3 孔方案A 情況下，熔池混勻時間隨著底吹流量的增加而減小。底吹流量為15 L/min 時，混勻時間為40.78 s，隨著底吹流量增加至25、40 及 50 L/min 時 ，熔 池 中 的 混 勻 時 間 下 降15.84%、39.38%及51.10%。

在非對稱分布3 孔方案B 情況下，熔池中混勻時間隨著底吹流量增加而減小。底吹流量為15 L/min 時，熔池中的混勻時間為25.89 s，隨著底吹流量增加至25、40 及50 L/min 時，熔池中的混勻時間下降34.67%、43.02%及48.03%。

綜上發(fā)現(xiàn)，隨著底吹分布集中在一側(cè)，相比較分散在圓周周圍時，熔池中的混勻效率明顯上升，并且隨著熔池底吹氣量的增加，底吹分布集中在一側(cè)時，熔池中的混勻時間下降趨勢緩慢。

針對現(xiàn)場底吹分布位置的控制，集中分布明顯優(yōu)于分散分布。可能由于底吹氣量集中在轉(zhuǎn)爐的一側(cè)，能夠更好的形成轉(zhuǎn)爐內(nèi)整體的氣液兩相區(qū)，更有利于轉(zhuǎn)爐熔池中的混勻過程。但是保持底吹總流量不變的情況下，在實現(xiàn)相同混勻效率的同時，需要考慮底吹元件附近鋼液速度過大引起的剪切應(yīng)力，避免底吹元件附件受腐蝕嚴重，進而導(dǎo)致底吹元件壽命縮短。

3 結(jié)論

本文從物理模擬的角度研究了底吹氣體流量、底吹元件堵塞后不同分布方式對熔池均混時間的影響，主要規(guī)律如下：

（1）底吹元件均勻分布時，熔池混勻時間隨底吹氣體流量增加而降低；

（2）底吹元件非均勻分布時，對稱6 孔A（3-3 對稱）、B（2-2-2 對稱），底吹氣體流量15、25 L/min 時，A 分布均混時間較B 分布均混時間短，氣量40、50 L/min時，規(guī)律相反；

（3）非對稱分布（3 孔）時，隨底吹氣體流量增加，熔池混勻時間降低。

（4）為使底吹氣體在熔池內(nèi)分布均勻，應(yīng)盡量保障圓周各方位都有底吹元件。