基于數(shù)值模擬的110t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐氧槍優(yōu)化研究

陳興華，胡志勇，朱 榮，劉福海，姚柳潔，馮 強(qiáng)

（1.南京鋼鐵股份有限公司，江蘇南京210008；2.北京科技大學(xué)國家材料服役安全科學(xué)中心，北京科技大學(xué)，北京100083；3.北京科技大學(xué)高端金屬材料特種熔煉與制備北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京科技大學(xué)，北京100083；4.北京科技大學(xué)冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京科技大學(xué)，北京100083）

目前，轉(zhuǎn)爐煉鋼是我國兩種主要煉鋼方法之一，而有效提高鋼水質(zhì)量與縮短冶煉周期是轉(zhuǎn)爐煉鋼的主要發(fā)展方向[1-3]。同時(shí)，復(fù)合吹煉技術(shù)則是轉(zhuǎn)爐煉鋼的主要方法，復(fù)吹轉(zhuǎn)爐冶煉過程中，頂吹氧槍主要負(fù)責(zé)氧氣傳輸與熔渣熔化過程，而底吹流股主要負(fù)責(zé)混勻熔池中下部鋼鐵，滿足熔池成分與溫度均勻化。因此，頂吹氧槍結(jié)構(gòu)與底吹元件的匹配程度在很大程度上決定了轉(zhuǎn)爐的攪拌效果，且與冶煉終點(diǎn)鋼種的質(zhì)量和生產(chǎn)的經(jīng)濟(jì)效益密切相關(guān)[4-5]。

本文綜合分析了優(yōu)化前后氧槍數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果，通過研究熔池流動(dòng)速度、湍動(dòng)能與熔池沖擊面積，確定轉(zhuǎn)爐頂吹氧槍結(jié)構(gòu)最佳方案，并結(jié)合工業(yè)試驗(yàn)檢驗(yàn)相關(guān)模擬結(jié)果，分析了優(yōu)化前后氧槍在110 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐的供氧時(shí)間、噸鋼耗氧量和重點(diǎn)氧槍冷卻水回水溫度，以確定優(yōu)化后氧槍參數(shù)的合理性。

1 數(shù)值模擬研究

110 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐爐膛直徑D為4 520 mm，爐身總高度為7 530 mm，熔池深度為1 365 mm，渣層厚度為300 mm。底吹元件布置方案如圖1所示，圖中圓環(huán)直徑為0.5D，各底吹元件相鄰直線夾角為30°，底吹總流量均為264 m3/h（標(biāo)準(zhǔn)）。表1是本文所研究的兩種氧槍主要參數(shù)結(jié)構(gòu)。

圖1 轉(zhuǎn)爐底吹布置模式

基于轉(zhuǎn)爐砌磚圖，本研究按幾何比例1：1建立數(shù)值模擬模型，其計(jì)算域包括氣-液-渣三相流動(dòng)區(qū)。使用ICEM軟件建立三維模型并進(jìn)行劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格均為六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為91萬，網(wǎng)格劃分圖如圖2所示。FLUENT模擬過程中采用非穩(wěn)態(tài)模式進(jìn)行計(jì)算，氧氣相假設(shè)為理想氣體。

表1 氧槍噴頭主要幾何參數(shù)

圖2 轉(zhuǎn)爐模型網(wǎng)格圖

1.1 模型建立

VOF 模型以及標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計(jì)算多相流動(dòng)過程，速度邊界層利用無滑移壁面和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行差分。模擬過程中，壓力和速度采用PISO 算法進(jìn)行耦合，流體壓力效應(yīng)采用Body force weighted 方法進(jìn)行差分，各相體積分?jǐn)?shù)利用Ger-Reconstruct模式差分，其余變量方程均選取一階迎風(fēng)格式。氧槍入口邊界定義為質(zhì)量入口，出口域?yàn)閴毫Τ隹冢渌吔缇鶠榻^熱壁面[6-7]。根據(jù)熔池實(shí)際情況設(shè)定氣-液-渣三相體積比例，且各相初始速度均為0 m/s。

1.2 模擬結(jié)果分析

熔池速度越大，其攪拌效果越好。圖3為轉(zhuǎn)爐底吹氣流量為240 m3/h（標(biāo)準(zhǔn)），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設(shè)計(jì)流量時(shí)，不同復(fù)吹模式下熔池各截面湍流動(dòng)能云圖。各截面位置分別距爐底距離為10、297、584、871及1 158 mm。如圖3所示，熔池速度值較大區(qū)域?yàn)槿鄢貎?nèi)靠近底吹流股一側(cè)，結(jié)果表明底吹流股對(duì)位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對(duì)其攪拌效果。通過分析不同截面數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化后氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池速度分別為0.207 m2/s 及0.109 m2/s；原氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池速度分別為0.093 m2/s 及0.084 m2/s。因此，優(yōu)化后氧槍在不同冶煉槍位下均可提高熔池?cái)嚢栊ЧＭ瑫r(shí)，優(yōu)化后氧槍在熔池渣鋼線一帶所導(dǎo)致的熔池流動(dòng)速度較大，在一定程度上加速了爐襯的腐蝕速度。

圖3 轉(zhuǎn)爐熔池速度場分布圖

熔池湍動(dòng)能越大，其混勻效果越好。圖4為轉(zhuǎn)爐底吹氣流量為240 m3/h（標(biāo)準(zhǔn)），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設(shè)計(jì)流量時(shí)，不同復(fù)吹模式下熔池各截面湍流動(dòng)能云圖。各截面位置分別距爐底距離與速度截面位置相同。如圖所示，湍動(dòng)能數(shù)值較大區(qū)域?yàn)槿鄢貎?nèi)靠近底吹流股一側(cè)，其結(jié)果與溶池速度分布模式類似，進(jìn)一步證明底吹流股對(duì)熔池中下部攪拌的重要性。通過分析不同截面數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化后氧槍在1.2 m 及1.5 m槍位下，其熔池湍動(dòng)能分別為0.377 m2/s2及0.258 m2/s2；原氧槍在1.2 m 及1.5 m 槍位下，其熔池湍動(dòng)能分別為0.242 m2/s2及0.215 m2/s2。因此，優(yōu)化后氧槍有利于熔池?cái)嚢枘芰Φ奶岣摺?/p>

圖4 轉(zhuǎn)爐熔池湍動(dòng)能場分布圖

圖5為轉(zhuǎn)爐底吹氣流量為240 m3/h（標(biāo)準(zhǔn)），且優(yōu)化前后氧槍頂吹流量均為設(shè)計(jì)流量時(shí)，不同復(fù)吹模式下熔池沖擊面積云圖，截面位置為熔池液面下方150 mm。如圖5所示，優(yōu)化后氧槍在1.2 m及1.5 m槍位下，其熔池湍動(dòng)能分別為2.41m2及3.23m2；原氧槍在1.2m 及1.5m槍位下，其熔池湍動(dòng)能分別為2.02m2及2.37m2。因此，優(yōu)化后氧槍有利于提高氧氣射流與熔池接觸面積，提高氧氣傳輸速率。

2 工業(yè)試驗(yàn)研究

為模擬結(jié)果的可靠性，針對(duì)優(yōu)化前后氧槍噴頭在某鋼廠二煉鋼110 t復(fù)吹轉(zhuǎn)爐上進(jìn)行了412爐次工業(yè)試驗(yàn)，其主要冶煉鋼種有45 鋼，Q235 和HRB400。本文重點(diǎn)統(tǒng)計(jì)了轉(zhuǎn)爐供氧時(shí)間、噸鋼耗氧量和終點(diǎn)氧槍冷卻水回水溫度等情況進(jìn)行分析。原氧槍及優(yōu)化后氧槍熔池冶煉前后成分如表2 所示，轉(zhuǎn)爐冶煉前鐵水與廢鋼原料條件基本相同，因此轉(zhuǎn)爐初始冶煉條件對(duì)本研究結(jié)果無基礎(chǔ)影響。

圖5 轉(zhuǎn)爐熔池湍動(dòng)能場分布圖

表2 優(yōu)化前后氧槍吹煉主要條件與結(jié)果

圖6 優(yōu)化前后氧槍供氧時(shí)間與噸鋼氧耗

如圖6 所示，由于優(yōu)化后氧槍供氧強(qiáng)度大于優(yōu)化前氧槍，導(dǎo)致優(yōu)化后氧槍在供氧時(shí)間方面相比于原氧槍縮短1.5 m。在此基礎(chǔ)上，考慮到熔池沖擊面積的增大，氧氣向熔池的有效傳遞速率相應(yīng)提高。因此，優(yōu)化后氧槍噸鋼氧耗相比于原氧槍降低1.33 m3/t（標(biāo)準(zhǔn)），有利于控制噸鋼冶煉成本，提高轉(zhuǎn)爐冶煉經(jīng)濟(jì)效益。

本文顯示100爐次優(yōu)化前后氧槍終點(diǎn)冷卻水回水溫度。工業(yè)試驗(yàn)過程中優(yōu)化前后氧槍冷卻水進(jìn)水溫度均為29.6 ℃，且進(jìn)水流量均為160 t。如圖7 所示，原氧槍平均冷卻水回水溫度為37.7℃，其波動(dòng)范圍為0.1 ℃；優(yōu)化后氧槍平均冷卻水回水溫度為38.2 ℃，其波動(dòng)范圍為0.1 ℃。由于，轉(zhuǎn)爐供氧強(qiáng)度增大，熔池單位時(shí)間放熱量增大，導(dǎo)致優(yōu)化后氧槍在相同冷卻水入水條件下終點(diǎn)冷卻水回水溫度高于優(yōu)化前氧槍。但優(yōu)化前后氧槍冷卻水溫度均小于安全供水溫度45 ℃，因此可滿足安全生產(chǎn)要求。

圖7 優(yōu)化前后氧槍終點(diǎn)冷卻水回水溫度

3 結(jié) 論

（1）熔池速度及湍動(dòng)能數(shù)值較大區(qū)域均為熔池內(nèi)靠近底吹流股一側(cè)，表明底吹流股對(duì)位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對(duì)其攪拌效果。

（2）優(yōu)化后氧槍在不同冶煉槍位下均可提高熔池?cái)嚢栊Ч龃笱鯕馍淞髋c熔池接觸面積，提高氧氣傳輸速率。同時(shí)，優(yōu)化后氧槍在熔池渣鋼線一帶所導(dǎo)致的熔池流動(dòng)速度較大，在一定程度上加速了爐襯的腐蝕速度。

（3）工業(yè)試驗(yàn)表明，優(yōu)化后氧槍供氧時(shí)間與噸鋼氧耗相比于原氧槍分別縮短1.5 m及1.33 m3/t（標(biāo)準(zhǔn)），有利于控制噸鋼冶煉成本，提高轉(zhuǎn)爐冶煉經(jīng)濟(jì)效益。同時(shí)，優(yōu)化前后氧槍冷卻水溫度均小于安全供水溫度45 ℃，可滿足安全生產(chǎn)要求。