馬鋼四鋼軋2#RH多功能頂槍國產化研究

劉楚

（馬鋼股份公司第四鋼軋總廠，安徽 馬鞍山 243000）

1 多功能頂槍功能

2#RH 多功能頂槍由升降設備帶動，可停在吹氧、噴粉、燃氣加熱、待機四個工位，將吹氧脫碳、燃燒鋁化學加熱鋼水、燃氣加熱功能結合起來，并可在鋼液循環氣過程中向真空槽內噴吹粉劑脫硫。

頂槍為水冷多孔頂槍，由一個多孔噴頭和多層套管組成，套管中可以通O2、N2或Ar、焦爐煤氣、粉劑和冷卻水。噴頭由銅合金制成，內部管道為不銹鋼管，其余均為普通鋼材，噴頭與各層套管焊接連成一體，如果噴頭燒損則可從焊縫處切割取下更換。頂槍為多功能頂槍，具有吹O2脫碳、燃燒加熱、噴粉功能。

當頂槍用于燃燒加熱功能時煤氣從拉瓦爾管壁周圍的10 個小孔流出，同時O2從中心孔流出進行燃燒。

當頂槍用于噴粉功能時，通O2套管內一根可升降的管道下降到拉瓦爾管外進行噴粉，噴粉完以后噴粉管道再提升上去。

當頂槍處于待機位置和槍體移動時，用N2或Ar 作為保護氣體，噴吹氣體量主要取決于槍體所處位置。為安全起見，在吹完O2或燃燒完以后，噴頭必須用N2或Ar 吹掃。

冷卻水隨著槍體所處位置不同能自動調節水量。

噴頭有一個監視器，用于監視火焰燃燒情況，如果用于加熱功能時沒有檢測到火苗，加熱將終止。

各種介質如粉料、O2和煤氣的供應比例按照預先設定好的槍體功能選擇，當槍體一到達處理工位時即被執行。

主要功能簡述如下：

1.1 快速脫碳功能

轉爐吹煉終點不大于0.04%時，根據碳-氧平衡原理，鋼中含氧量足夠滿足脫碳反應的需要，決定真空脫碳反應速度的主要因素是鋼中碳和氧的傳質速度。在真空脫碳反應初期，真空度低，氣體傳質阻力大，這時經頂槍供氧可以有效地促進脫碳反應，提高脫碳速度。當轉爐終點碳含量提高后，氧含量相對減少，不能充分滿足脫碳反應的需要，在這種情況下，可以通過頂槍供氧來彌補鋼中含氧量不足，從而提高脫碳速度。頂槍從真空槽頂部吹入氧氣，氧的流股正對著真空槽內的鋼液，可以有效地擊破氣泡和鋼水滴珠，從而為提高真空下的脫碳速度創造了條件。其優點可以概括為：1）快速脫碳，可在15 min 內，將碳含量脫至20×10-4%以下，比常規RH 縮短脫碳時間4 min；2）終點碳可達15×10-4%；3）轉爐出鋼碳含量可由0.03%提高到0.05%，從而縮短轉爐冶煉時間，減少鋼水的過氧化，降低成品中非金屬夾雜物質含量。

1.2 燃氣加熱功能

在處理位置，頂槍可以作為一種頂部加熱裝置靈活地在任何時候對真空槽內的鋼水及耐材進行加熱，保持真空槽內各部分溫度不低于1450℃，基本杜絕槽內結冷鋼。

1.3 噴粉脫硫功能

該頂槍具有噴粉脫硫功能，通過頂槍向鋼液中噴吹CaO 和CaF2，在真空處理時進入真空槽進行循環，可將鋼液中硫脫至0.001%。

其主要優點是：1）熔劑精煉與真空脫氣同時進行，節省處理時間；2）反應是靠熔劑顆粒和鋼水直接接觸進行的，受鋼水上部渣子的影響小，精煉效率高；3）可避免非真空條件下處理時從大氣中吸氮。

1.4 化學加熱功能

通過向鋼水中加鋁及大氣吹氧，可以在較大的范圍內調節鋼水溫度，從而有利于連鑄的順利及生產調度。化學加熱的指標為：鋁消耗量0.035 kg/（t·℃）；氧氣流量2 000 m3/h；平均升溫速度＞3.5 ℃/min。

2 頂槍結構的研究

頂槍結構設計成水冷多層管式。氧氣、氮氣或氬氣、加熱煤氣、噴吹粉料和冷卻水是通過軟管與槍體法蘭連接。在真空處理過程中，氮氣與壓器作為保護氣體從槍的噴嘴吹入槽內。

頂槍主要技術參數：槍外徑為273 mm 左右；槍頭材質為無氧銅（TU1）；槍體材質為碳鋼/不銹鋼；氧氣壓力為1.0 MPa 左右；吹氧量為Max 2 500 Nm3/h（頂吹時），Max 500 Nm3/h（加熱時）；冷卻水量為170 Nm3/h 左右（包括備用燒嘴即預熱槍冷卻水水量）；冷卻用水壓力為1.0 MPa；冷卻回水壓力為0.6 MPa。

2.1 氧槍喉口直徑確定

氧氣流量公式：Q=1.7824×CD×π（d2喉）2/4×P0/T01/2。式中：Q 為氧流量，2 500 Nm3/h；CD為流量系數，CD=Q實/Q理，CD一般為0.9～0.96，這里取0.96；A 為喉口面積，m2；T0為滯止溫度，假定為293K；P0為滯止壓力，已知為4.0 kg/cm2。代入上式得d2喉=34 mm。

2.2 氧槍出口直徑確定

1）噴孔出口截面上壓力Pt=Pc=0.013 6 MPa。

2）驅動壓力比Pt/P0=0.136÷4=0.034，

根據Pt/P0查等熵流函數表，得Mt=2.9；

根據Mt查等熵流函數表，得A出/A喉=3.849 8；

所以計算得d出=66.7 mm。

2.3 傳熱計算及冷卻水水量確定

多功能RH 頂槍操作上有多種工況，1）若槽壁溫度較低，則噴吹焦爐煤氣+氧氣，加熱真空槽，使槽壁溫度升高到1 450 ℃；2）鋼水真空處理中噴吹粉劑（脫硫劑）；3）吹氧脫碳（約2～3 min）；4）若鋼水溫度較低，則加鋁（Al）塊后吹氧（約5 min）；5）真空脫氣處理，此時頂槍不工作，插入槽體較淺；整個RH 真空脫氣處理周期≤38 min。

基本幾何尺寸數據如下：真空槽及熱彎管內總空間高度10 m，真空槽內徑φ2 438 mm，熱彎管內徑φ1 984 mm。多功能頂槍外徑φ273 mm，壁厚15 mm，在離槍頭約0.9 m 開始至槍頭，槍體外徑從φ273×15 逐漸縮徑至φ260×15（錐形體），而槍體內水冷內套管外徑一直保持φ219。頂搶插入真空槽最大深度8 m，即去除耐材厚度后，約2.5 m在熱彎管內，5.3 m 在真空槽內（其中變徑部分約0.9 m）。

為方便計算，作如下簡化：1）在真空槽環境下，槽內各種氣體的分壓很小，熱工計算可忽略氣體的影響。2）由于頂槍槍頭距離真空槽底部（真空處理時有鋼水）尚有2 m的高度，又由于頂槍槍頭表面積與真空槽底部面積相比非常小，底部鋼液面的高溫熱輻射主要由真空槽槽壁耐材吸收并維持1 450 ℃的高溫。因此頂槍在真空槽內的受熱狀態可視為套在一起的兩個無限長環形面的傳熱，且高溫槽壁對頂槍的熱輻射是主要的熱作用。3）真空槽上部熱彎管平均壁溫約1 350 ℃，真空槽平均壁溫1 450 ℃。

頂槍單位面積上受到真空槽槽壁的高溫輻射熱流為q=ε1C0［（t1/100）4-（t2/100）4］，W/m2。

式中：ε1為頂槍槍體黑度，取ε1=0.8；C0為黑體輻射系數，C0=5.67 W/（m2·K4）；t1為真空槽槽壁溫度或熱彎管壁溫，K；t2為頂槍槍體外壁溫度，K；t1為1 450 ℃（真空槽槽壁溫度）或1 350 ℃（熱彎管壁溫）。

頂槍受到的高溫輻射熱量Q1=qF1=qπd1L，W。

式中：F1為暴露在熱彎管中的頂槍槍體表面積和暴露在真空槽內的頂槍槍體表面積，m2；d1為頂槍槍體外徑，d1=0.273 m，變徑處平均外徑為0.266 5 m；L 為暴露在熱彎管中的頂槍長度和真空槽內的頂槍槍體長度，頂槍總插入深度為8 m。

頂槍槍體的傳導熱熱量Q2=2πλ1LΔt1/ln（d1+d2），W。

式中：λ1為頂槍槍體以tm1=（t2+t3）/2 為定性溫度的導熱系數，W/（m·℃），槍體材質為20 鋼；Δt1為頂槍槍體壁內外溫差，Δt1=t2-t3，℃；t3為頂槍槍體內壁溫度，℃；d2為頂槍槍體內壁直徑，d2=0.243 m，或變徑處內壁平均直徑0.236 5 m。

由于冷卻水從頂槍槍頭（溫度高）流至槍尾（溫度低）是升溫的過程，因此可以為頂槍槍體體內、外壁溫度t3和t2基本保持一致，以簡化計算。

冷卻水強制對流傳熱計算

式中：V 為冷卻水流量，m3/h；d3為頂槍槍體內套管外徑，d3=0.219 m。

由于冷卻水在頂槍槍體變徑段和同徑段流速并不同，須分別進行計算。

設計冷卻水進水溫度約40 ℃，出水溫度約60 ℃，溫差Δt2=20 ℃，平均水溫tm2=50 ℃，以頂槍槍體內壁溫度t3=100～110 ℃（后面計算得出）和平均水溫的平均值75～80 ℃作為定性溫度選取冷卻水Cp、λ2、υ、Pr等物性參數。

熱容量Cp=4.195kJ/（kg·℃）；導熱系數λ2=0.674W/（m·℃）；運動黏度υ=0.365×10-6m2/s；普郎特數Pr=2.21，無量綱。

水流在頂槍套管內流動狀態（層流或紊流）以雷諾數Re為判斷依據： Re=uL/v，無量綱。

當Re＜1×105時，為層流流動；1×105≤Re≤3×106時，為層流向紊流過渡；Re＞3×106時，為紊流流動。

式中：NU為努謝爾特數，無量綱；α 為平均換熱系數，W/（m·℃）。

冷卻水在頂槍槍體內強制對流的總換熱量Q3=αF2（t3-tm2）=απd2L（t3-tm2）。

式中，F2為頂槍槍體內壁表面積，m2。

頂槍插入真空槽中，傳熱達到穩定態后，有以下關系：Q1＝Q2＝Q3。

由于上述計算公式中的參數之間互相有關聯，通常根據經驗先假設一些必要的參數，如頂槍槍體內外表面溫度，冷卻水用量等，經過反復試算，逐漸接近實際工況。計算結果如下：

設頂槍槍體外壁溫度t2＝250 ℃，內壁溫度t3＝110 ℃則Δt1＝140 ℃。通過tm1=180 ℃，確定槍體材料導熱系數λ1＝44.26 W/（m·℃），

則熱彎管對頂槍的高溫輻射熱流

q1=0.8×5.67×（16.234-5.234）=311 343 W/m2，

真空槽對頂槍的高溫輻射熱流

q2=0.8×5.67×（17.234-5.234）=396 380 W/m2，

頂槍受到的高溫輻射熱流量為

Q1＝311 343×π×0.273×2.5+396 380×π×（0.273×4.6＋0.266 5×0.9）＝2 530 000W＝2 530 kW。

穩態時頂槍槍體的傳導傳熱熱量Q2=Q1。

計算的頂槍槍體內外壁之間的溫差為

Δt1＝253 000 0×ln（273/243）÷（2×π×44.26×8）＝132.4 ℃，（與Δt1相差5.34%）。

冷卻水強制對流傳熱計算

根據RH 真空脫氣裝置目前的冷卻水實際用量，設冷卻水流量 V＝100 m3/h。

由于頂槍頭部槍桿約0.9 m 內為錐形體，槍體從φ273×15 逐步變為φ260×15，而內套筒則一直保持φ219外徑，因此水的流速是不同的，計算如下：

同徑段冷卻水流速u1=100÷［3 600×π/4×（0.2432-0.2192）］＝3.19 m/s，變徑段冷卻水流速u2＝100÷（3 600×π/4×（0.236 52-0.2192））＝4.437 m/s，同徑段冷卻水雷諾數Re1＝3.19×7.1÷（0.365×10-6）＝6.205×107，變徑段冷卻水雷諾數Re2=4.437×0.9÷（0.365×10-6）=1.094×107。計算的Re1、Re2大于3×106時，均為紊流流動。

同徑段冷卻水努謝爾特殊Nu1=0.029 2×（6.205×107）4/5×2.21÷［1+2.12×（6.205×107）-1/10×（2.21-1）］=77 574，變徑段冷卻水努謝爾特數Nu2＝0.029 2×（1.094×107）4/5×2.21÷［1+2.12×（1.094×107）-1/10×（2.21-1）］=183 15，同徑段冷卻水平均換熱系數α1＝775 74×0.674÷7.1＝7 364 W/（m·℃），變徑段冷卻水平均換熱系數α2=183 15×0.674÷0.9=137 16 W/（m·℃）。

總的換熱量Q3＝（7 364×π×0.243×7.1+13 716×π×0.236 5×0.9）×（110-50）＝2 945 000 W=2 945 kW。

初步可以判定，冷卻水在定槍槍體套管中的流動為紊流流動狀態，可以用以下紊流普朗特比擬解關系求解：

計算的冷卻水總換熱量高于頂槍槍體受到的高溫熱輻射量16.4%，誤差較大，須重新計算。

按上述方法重新多次進行參數設定和計算，得到的計算結果如下：Q1≈Q2≈2 532.6 kW，Q3≈2 552.5 kW，t2≈235 ℃，t3≈102 ℃。

結論：1）頂槍受到的高溫輻射熱量約2 540 kW；2）在冷卻水流量100 m3/h，進水溫度40 ℃，出水溫度60 ℃時，頂槍槍體內壁溫度約102 ℃，外壁溫度約235 ℃。

按氧槍經驗公式計算冷卻水用量

Q＝6.45×10-2D×L。

式中：Q 為水流量，m3/h；D 為噴槍外管外徑，mm；L 為暴露于爐內和煙罩的噴槍長度，m。

上式系用循環水，最大升溫為ΔT＝14 ℃。由于RH 頂槍最大升溫為ΔT＝20℃，所以Q頂槍＝141×（14÷20）＝98.7 m3/h。

若RH 頂槍允許最大升溫ΔT＝25 ℃，則Q頂槍＝141×（14÷25）＝78.96m3/h。計算結果與前面傳熱計算結果基本相當。

2.4 根據計算結果繪制多功能頂槍噴頭圖（如圖1）

圖1

3 噴粉技術研究

3.1 已知條件

1）噴吹物料及其特征（如表1）。

表1 噴吹物料待征

CaF2的加入量約5%～40%，按30%計算則混合粉料體積密度v=1×70%＋2.2×30%＝1.36 t/m3。

2）噴吹粉體流量為Gs=9 000 kg/h。

3）載流氣體參數：介質為Ar，ρ=1.782 kg/m3，耗氣量為60 Nm3/h，氣源壓力為0.6 MPa。

4）噴粉時真空槽內壓力為0.013 MPa。

5）噴吹管徑D=40 mm，噴槍管徑dn=32 mm。

6）管道布置概況：水平向上段長度24 m，垂直向上段長度16.8 m，軟管垂直向上段6 m，彎頭共6 個R/D=12.5，R=500 mm。

3.2 主要參數計算

3.2.1 計算所需基本數據

1）管道當量長度Le。

根據文獻［1］表4-5 軟管垂直向上段折合鋼管垂直長度2×6=12 m，根據文獻［2］表6-1 彎頭LR=6 m。

根據文獻［3］公式（20）輸料管的當量長度

Le=L平＋KL垂+nLR=24+1.8×（16.8+2×6）+6×6=112 m。

依照等溫條件，則有

4）耗氣質量流量

qma=πD2μαρ/4=0.3 kg/s=108 kg/h。

5）固體混合比

m=qms/qma=9 000/108=84 kgf粉/kg氣。

6）粒群懸浮速度Vn。查文獻［1］圖2-11 得粒群懸浮速度Vn=0.8。

7）輸料管末段輸送速度Ve。

根據文獻［4］式4-3-3，μ′g=63dnug/（Lg＋Lc）。

式中：μg′為氣流到達液面時的速度；ug為氣體的出口速度；dn為噴嘴直徑；Lg為噴嘴到液面間距離；Lc為氣流沖擊坑深度。

根據文獻［5］凹坑模式沖擊速度限于50inch/s（15.2 m/s），考慮到RH 內鋼液流動性好，凹坑應較小，取μg′=12 m/s，dn=32 mm=0.032 m，Lg=2 m，Lg＜＜Lc，因此Lg可忽略，則ug=119 m/s，取Ve=120 m/s。

8）氣體附加壓力損失系數λα。根據文獻［2］式5-3，λα=0.012 5+0.001 1/D=0.012 5+0.001 1÷0.04=0.04。

3.2.2 系統的壓損計算

1）輸料管中摩擦、加速及局部壓損

再依

與ΔPm1值接近，即取此值。

2）懸浮壓損ΔPsf=g ρmLeVn/Vs＝9.81×5.5×84×112×0.78÷（60×0.52）=13 016 Pa=0.013 MPa。

3）提升壓損ΔPt=gρmH=9.81×5.5×84×28.8=130 528 Pa=0.13 MPa。

4）輸料管全部損失ΣΔPm=ΔPm+ΔPsf+ΔPt=0.461 MPa。

5）發送器器出口料管中的壓力Pa=ΣΔPm+Pe=0.48MPa。

6）發送器壓損ΔPF=KΣΔPm=0.15×0.48=0.07 MPa。

7）系統的總壓損ΔP=ΣΔPm+ΔPF=0.53 MPa，結果與原設計較吻合。

8）標準狀態下的耗氣量qvn=πD2ua/4=0.016 Nm3/s=58.6 Nm3/h。

本系統屬于高壓壓送問題，系統中壓力差較大，因而密度變化較明顯，沿輸送方向壓力降較大，引起氣體的膨脹，因而氣流速度隨著前進越來越增大，所以應按可壓縮流體處理。

4 結 論

通過以上研制的多功能頂槍投入使用后效果良好，甚至噴頭部分的壽命與加工質量超過進口噴頭，獲得好評。可見RH 頂槍喉口、出口和冷卻水量套用氧槍計算公式及傳熱計算公式是可行的，完全可以實現國產化制作。多功能頂槍的研制通過實踐檢驗是成功的，可以完全滿足工藝要求，為多功能頂槍國產化提供了較翔實可靠的理論依據和實踐經驗。

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