210 t轉(zhuǎn)爐非均勻底吹供氣模式的水模擬研究

姚柳潔,楊建平,高 攀,江騰飛,趙曉東,于會香,李海波,郭玉明

(1.首鋼集團(tuán)有限公司技術(shù)研究院,北京 100043;2.北京首鋼股份有限公司 煉鋼作業(yè)部,河北 唐山 064404;3.北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院,北京 100083)

目前,頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐是世界上應(yīng)用最為廣泛的煉鋼方式,復(fù)吹轉(zhuǎn)爐實(shí)際生產(chǎn)過程中,通常會通過數(shù)個底吹元件向熔池內(nèi)提供惰性氣體,一般為氮?dú)饣驓鍤?以達(dá)到對高溫金屬熔體的充分?jǐn)嚢?從而有利于改善熔池內(nèi)動力學(xué)條件,進(jìn)而有利于加速熔池內(nèi)的傳質(zhì)與傳熱過程[1-3]。

在探究底吹流股對熔池的攪拌效果方面,國內(nèi)外學(xué)者利用水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn),在底吹流量對熔池混勻效果影響方面取得了較為一致的結(jié)論,即,提高提吹流量有利于底吹流股對熔池的攪拌[4-8],在此類研究過程中,轉(zhuǎn)爐均為新砌筑狀態(tài),換言之,底吹元件均為完全暢通的,但是,根據(jù)轉(zhuǎn)爐實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn),隨著轉(zhuǎn)爐爐齡的增長以及濺渣護(hù)爐工藝的應(yīng)用,某些底吹元件通常會面臨部分堵塞狀態(tài),這勢必會影響底吹流股對熔池的攪拌,因此,針對此進(jìn)行相應(yīng)研究具有巨大的實(shí)際價值[9-13]。

綜上所述,本文采用水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)對210 t轉(zhuǎn)爐展開非均勻底吹供氣模式相關(guān)研究,探究非均勻供氣底吹流股對熔池攪拌的影響規(guī)律,為提高底吹流股對熔池的攪拌提供有力依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)相似原理

根據(jù)相似原理,本文以幾何相似與動力學(xué)相似為研究基礎(chǔ),建立210 t轉(zhuǎn)爐水模擬實(shí)驗(yàn)平臺;為保證幾何相似,需確定模型合理的特征尺寸,本文選擇轉(zhuǎn)爐爐膛直徑作為原型與模型的特征尺寸,幾何相似比表達(dá)式見式(1):

(1)

本文在水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)過程中,轉(zhuǎn)爐模型與原型的幾何相似比為1∶6。

本文在保證模型幾何相似的基礎(chǔ)上,選擇修正弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)為相似準(zhǔn)數(shù),這不僅能保證模型與原型幾何相似,亦可保證所研究過程滿足動力學(xué)相似[14];利用水與壓縮空氣分別模擬鋼液與底吹N2,其物理性質(zhì)具體見表1。

表1 實(shí)驗(yàn)介質(zhì)物理參數(shù)

(2)

Fr′w=Fr′p

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中:下標(biāo)g、l分別為氣體和液體;ρ為流體密度,kg/m3;u為流體的速度,m/s;下標(biāo)w、p分別表示模型和原型;L為模型或原型的特征尺寸,mm;Q為氣體體積流量,m3/h;n為底吹元件個數(shù)。

由于氮?dú)馀c空氣的密度遠(yuǎn)小于鋼液與水的密度[15],因此,在模型流量計算過程中,忽略氣體密度的影響,即利用式(7)計算本次實(shí)驗(yàn)所需氣體流量;本文在進(jìn)行水模擬實(shí)驗(yàn)過程中,共對5個底吹流量條件下非均勻底吹供氣模式進(jìn)行研究,原型總底吹流量分別為400、600、800、1 000與1 200 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)),具體見表2。

表2 原型與模型總底吹流量 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

本文利用水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)研究方式,探究非均勻底吹供氣模式對210 t轉(zhuǎn)爐混勻效果的影響規(guī)律,實(shí)驗(yàn)裝置具體見圖1所示,實(shí)驗(yàn)裝置主要由四部分組成,分別為轉(zhuǎn)爐模型、供氣系統(tǒng)、供水系統(tǒng)與檢測系統(tǒng);本實(shí)驗(yàn)所使用的轉(zhuǎn)爐模型由有機(jī)玻璃制成,底吹元件由有機(jī)玻璃與銅管構(gòu)成;供氣系統(tǒng)包括空壓機(jī)、儲氣罐、閥組與流量計等,其中每個底吹元件單獨(dú)供氣;供水系統(tǒng)包括水池、水泵與水閥等;監(jiān)測系統(tǒng)包括電腦、DJ800多功能檢測儀與電導(dǎo)率儀等。

圖1 210 t轉(zhuǎn)爐水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)裝置圖

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

水模擬實(shí)驗(yàn)過程中,本文所選用底吹元件布置模式與210 t轉(zhuǎn)爐實(shí)際生產(chǎn)中底吹布置模式一致,具體底吹布置模式見圖2,四個底吹元件位于0.4爐膛直徑上。

圖2 底吹元件布置模式示意圖

由圖2觀察可知,四個底吹元件呈現(xiàn)長方形布置;本文在實(shí)驗(yàn)過程中,通過調(diào)整某一個或某兩個底吹元件氣體流量,來模擬非均勻底吹供氣模式,具體實(shí)驗(yàn)方案見表3。

表3 水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)方案

表3中Q為單只底吹元件供氣流量,0.5、1、1.17與1.5分別為單只底吹流量的倍數(shù)。

本文按照實(shí)驗(yàn)方案表中流量分配模型展開水模擬實(shí)驗(yàn),并通過監(jiān)測熔池內(nèi)電導(dǎo)率的變化,確定對應(yīng)方案混勻時間,并且每個方案重復(fù)三次,以減小誤差,最后,取其算術(shù)平均值進(jìn)行后續(xù)分析。

2 結(jié)果分析

2.1 混勻時間分析

在水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)研究中,通常利用熔池混勻時間的長短來表征流股對熔池攪拌能力的強(qiáng)弱,因此,本文首先對混勻時間進(jìn)行分析,具體見圖3與圖4。

圖3 混勻時間隨底吹流量變化

圖3是各實(shí)驗(yàn)方案熔池混勻時間隨總底吹流量的變化,由圖3可以看出,隨著總底吹流量的增大,各方案混勻時間呈現(xiàn)出相同的變化規(guī)律,即,混勻時間隨底吹流量增大而減小,并且,并且混勻時間減小幅度逐漸減小,這一結(jié)論與現(xiàn)有研究結(jié)果一致;由圖3觀察發(fā)現(xiàn),當(dāng)調(diào)整1個底吹元件流量時,熔池的混勻時間較其他方案大,這與實(shí)際生產(chǎn)過程中當(dāng)1個底吹元件堵塞時,生產(chǎn)指標(biāo)往往變差相印證;圖4中5個折線在每一總底吹流量條件下,并未出現(xiàn)交叉,這說明在每一底吹流量條件下,熔池混勻時間隨底吹位置呈現(xiàn)出一致的規(guī)律,具體見圖4。

圖4 混勻時間隨底吹元件位置變化

水模擬實(shí)驗(yàn)過程中,在方案1的基礎(chǔ)上,通過調(diào)整一個、相鄰兩個與對角線兩個底吹元件流量的方式,得到其他實(shí)驗(yàn)方案。由圖4觀察發(fā)現(xiàn),當(dāng)調(diào)整1個底吹元件流量時,即方案2,熔池混勻時間較方案1有明顯增大的趨勢,當(dāng)調(diào)整相鄰兩個與對角線兩個底吹元件流量時,熔池的混勻時間相對方案2縮短,并且,方案1>方案3>方案5>方案4,其中方案3與方案5為調(diào)整兩個相鄰底吹元件流量,方案4為調(diào)整對角線兩個底吹元件流量,出現(xiàn)以上現(xiàn)象的原因主要為:當(dāng)調(diào)整兩個底吹元件流量時,熔池內(nèi)由原來的小環(huán)流形成大環(huán)流,所以,方案3、方案4與方案5熔池混勻時間較方案1小,當(dāng)調(diào)整兩個相鄰底吹元件流量時,另外兩個相鄰的底吹元件流量增大,這使得底吹流股上升過程中流股與流股之間的能量損失增大,因此,出現(xiàn)方案3與方案5混勻時間較方案4大的現(xiàn)象;方案3混勻時間較方案5長,主要原因?yàn)?方案3中調(diào)整的兩個底吹元件之間的距離較方案5小,因此,在方案3中另外兩個底吹流股之間能量損失較方案5大,最終使得方案3混勻時間長于方案5。

綜上所述,當(dāng)調(diào)整1個底吹元件流量時,底吹流股對熔池的攪拌能力變差,當(dāng)調(diào)整2個底吹元件流量時,底吹流股對熔池的攪拌能力增強(qiáng),并且調(diào)整對角線兩個底吹元件流量更有利于底吹流股對熔池的攪拌,鑒于此,本文將以上研究規(guī)律,應(yīng)用于210 t轉(zhuǎn)爐實(shí)際生產(chǎn)過程中,并對相應(yīng)冶金指標(biāo)進(jìn)行分析。

2.2 冶金指標(biāo)分析

2.2.1 脫碳反應(yīng)

本文在210 t轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)汽車板過程中,應(yīng)用非均勻供氣模式,根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)以及水模擬研究結(jié)果,當(dāng)1個底吹元件流量變化時,底吹流股對熔池的攪拌變差,因此,在非均勻底吹供氣模式工業(yè)試驗(yàn)階段,不再對方案2進(jìn)行試驗(yàn),其他方案均開展10爐次的試驗(yàn),并控制總底吹流量為1 000 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))。

實(shí)際轉(zhuǎn)爐煉鋼生產(chǎn)過程中,碳氧濃度積是衡量底吹流股對熔池攪拌能力強(qiáng)弱的一個重要指標(biāo),因此,本文首先對此進(jìn)行分析,具體見圖5。

圖5 脫碳效率與碳氧濃度積變化

圖5為各方案在實(shí)際生產(chǎn)中對應(yīng)的脫碳效率與碳氧濃度積,其中脫碳效率計算公式具體見式(8),其中,下標(biāo)0與e分別為起始與結(jié)束時刻;w([C])為熔體中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;t為總供養(yǎng)時間,min。

(8)

由圖5觀察發(fā)現(xiàn),當(dāng)采用非均勻底吹供氣模式時,脫碳效率與碳氧濃度積均優(yōu)于常規(guī)供氣模式(四個底吹元件流量相等),方案3、方案4與方案5脫碳效率分別為方案1的1.02倍、1.07倍與1.02倍,方案3、方案4與方案5碳氧濃度積相對方案1減小6.22%、10.54%與9.17%,這說明當(dāng)采用非均勻底吹供氣模式時,有利于底吹流股對熔池的攪拌,因此,加快熔池內(nèi)脫碳反應(yīng)的進(jìn)行;根據(jù)圖6可知,方案4的脫碳效率與碳氧濃度積均優(yōu)于方案3與方案5,即,調(diào)整對角線上兩個底吹元件的流量可進(jìn)一步優(yōu)化底吹流股對熔池的攪拌。

2.2.2 脫磷反應(yīng)

轉(zhuǎn)爐冶煉過程中,脫磷反應(yīng)屬于典型的渣鋼界面反應(yīng),熔池良好的動力學(xué)條件將有利于脫磷反應(yīng)的進(jìn)行[9],因此,本文選擇不同方案條件下脫磷效率進(jìn)行對比,具體見圖6,脫磷效率的計算方式與脫碳效率相同,不再進(jìn)行贅述。

圖6 脫磷效率變化

由圖6觀察發(fā)現(xiàn),當(dāng)采用非均勻底吹供氣模式進(jìn)行實(shí)際冶煉時,轉(zhuǎn)爐的脫磷效率相對常規(guī)底吹供氣模式有所提高,方案3、方案4與方案5脫磷效率相對方案1增大3.35%、5.99%與4.05%,這說明非均勻底吹供氣模式有利于爐內(nèi)脫磷反應(yīng)的進(jìn)行。

3 結(jié) 論

本文首先建立以一套210 t轉(zhuǎn)爐水力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)平臺,并就非均勻底吹供氣模式對熔池混勻的影響展開實(shí)驗(yàn)室研究,繼而將實(shí)驗(yàn)室研究結(jié)果應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中,得到的結(jié)論主要為:

(1)水模擬實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),調(diào)整兩個底吹元件對應(yīng)的非均勻底吹供氣模式,有利于底吹流股對熔池的攪拌;

(2)當(dāng)調(diào)整對角線方向兩個底吹元件流量時,其對應(yīng)方案混勻時間較相鄰兩個底吹元件混勻時間短,即有利于熔池的攪拌;

(3)當(dāng)采用非均勻底吹供氣模式時,脫碳效率與脫磷效率均較常規(guī)工藝有所增大,碳氧濃度積有所降低,其中調(diào)整對角線兩個底吹元件對應(yīng)方案變化最為明顯,其脫碳效率與脫磷效率分別為常規(guī)工藝的1.07倍與1.06倍,碳氧濃度積較常規(guī)工藝減小10.54%。