120 t頂底復吹轉爐水模型優化研究

肖龍鑫 李 晶 閆 威 張夢德

(北京科技大學鋼鐵冶金新技術國家重點實驗室，北京 100083)

頂底復合吹煉技術結合了頂吹和底吹氧氣轉爐冶煉的優點，是目前國內外重要的煉鋼方法。如何有效地調節熔池的混勻時間及沖擊深度，以達到吹煉平穩、冶煉時間短、終渣全鐵含量低、鋼水質量好的目的，是頂底復合吹煉技術的關鍵。張榮生等[1]研究指出：與底吹元件的支數相比，轉爐底吹布置方式對熔池的混勻時間影響較大，且當底吹元件非對稱布置時熔池的混勻時間最短。Singh等[2]研究表明：在頂底復吹條件下，將底吹元件均勻分布在0.4D節圓上(即底吹元件所在分布圓的直徑為轉爐熔池直徑的0.4倍)時，熔池內液體的混勻時間最短；而純底吹時，0.56D的布置混勻時間最短。曾興富等[3]提出：當底吹元件沿轉爐耳軸方向布置時，與對稱分布相比，非對稱布置的熔池混勻時間縮短了28%。Nakanishi等[4]認為：底吹轉爐的混勻時間比頂吹轉爐短，且底吹轉爐的混勻時間τ與底吹元件支數的1/3次方成正比。此外，當頂吹轉爐熔池的沖擊深度較淺時，由于熔池液面對頂吹射流的反彈，射流的動能利用率下降，熔池混勻時間較長。

縱觀前人的轉爐水模擬試驗研究，大都側重于底吹布置方式對混勻時間的影響，并未系統地指出頂吹氣體流量及氧槍位置對熔池混勻時間和沖擊深度的影響。且由于各鋼鐵企業的轉爐條件、產品要求不同，仍存在大量的實際問題需要進一步研究。

本文以某廠120 t頂底復吹轉爐為原型，依據相似原理進行了水力學模型試驗，研究了頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置對熔池混勻時間和沖擊深度的影響，并基于模擬結果進行了工業試驗，取得了良好的效果，可為現場生產提供理論指導。

1 試驗

1.1 試驗原理與參數的確定

水模型試驗主要模擬頂底復吹轉爐射流對熔池的攪拌作用，依據相似原理，在設計試驗室頂底復吹轉爐模型時，要保證試驗模型與原型的幾何相似和動力學相似。

對于幾何相似，確定合適的相似比尤為重要。相似比為原型的某一主要幾何尺寸與模型同一幾何尺寸的比值，其表達式為[5]：

(1)

式中Lp和Lm分別為原型和模型的幾何特征尺寸。

查閱相關文獻資料[6- 9]，結合轉爐爐體的實際尺寸及實驗室現有條件，本文將幾何相似比設為7。120 t頂底復吹轉爐與氧槍噴頭原型及模型的尺寸如表1所示。

表1 120 t頂底復吹轉爐與氧槍噴頭原型和模型的尺寸 Table 1 Size of prototype and model of 120 t top- bottom combined blowing converter and lance nozzle

通常情況下，頂底復吹轉爐水模試驗中主要考慮流體的慣性力和重力，因此，為保證試驗模型與原型的動力學相似，應確保兩者的修正弗勞德準數相等[10- 12]，即：

Frm′=Frp′

(2)

(3)

式中：Qm、Qp分別為模型和原型的氣體流量；ρgm、ρgp分別為模型和原型的氣體密度，kg/m3；ρlm、ρlp分別為模型和原型的液體密度，kg/m3；Lm、Lp分別為模型和原型的同一特征尺寸，m。

結合該廠120 t轉爐的實際生產，本文設定頂吹氣體流量為30 000～38 000 Nm3/h，底吹氣體流量為170～770 Nm3/h，氧槍槍位為1 300～2 100 mm。

實際生產中，原型氧槍噴頭的出口流速為超音速，而實驗室的模型氧槍無法滿足這一條件。若將實際生產中的原型槍位按照相似比進行縮小模擬，會導致模型氧槍射流與熔池接觸面積偏大而中心流速偏低，進而影響試驗的準確性，因此本文對模型槍位進行了修正，令模型槍位減去相應的修正項(LS-X)M[6]。計算過程為：

LS=5.78dt(P0-2)

(4)

(5)

式中：LS為超音速核心段長度，mm；dt為噴頭喉口直徑，mm；P0為噴頭前滯止壓力，kg/cm2；V0為射流出口流速，m/s；x為假想亞音速噴頭與超音速核心末端的間距，mm；dS為噴頭出口直徑，mm；a為音速，m/s。

本文的槍位修正項為94 mm。由式(2)和式(3)推導得出的原型及模型轉爐的頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置如表2所示。

1.2 試驗設備與方法

表2 原型和模型轉爐的頂吹氣體流量、底吹氣體流量、氧槍位置(標準狀態)Table 2 Top blowing gas flow rate, bottom blowing gas flow rate and oxygen lance height of the prototype and model converter (standard state)

用正交試驗方法，研究了頂吹氣體流量、底吹氣體流量、氧槍位置3個因素對熔池混勻時間和沖擊深度的影響，每個因素設計5個變量，共計125組平行試驗，每組試驗重復3～5次，取平均值。通過對比這125組試驗數據，確定合理的頂吹氣體流量、底吹氣體流量及氧槍位置的搭配方案。

試驗裝置示意圖如圖1所示。根據試驗方案中流量進行供氣，待氣體流量穩定后，向轉爐模型的漏斗中加入40 ml飽和NaCl溶液作為示蹤劑，數據處理系統將自動記錄電導探頭處水溶液電導率的變化。當熔池混勻時(電導率波動范圍在5%以內)，導出相應的混勻時間，每組試驗重復5～7次，去掉偏差較大的數據取平均值。同時，采用水平儀配合標尺對熔池的沖擊深度進行測量，盡可能減少人為誤差，每組測3～5次，去掉偏差較大的數據取平均值。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental device

2 試驗結果與分析

2.1 混勻時間的水模型試驗

混勻時間是衡量復吹轉爐內熔池攪拌強度和溶質擴散速度的一個最直觀的技術參數[7]，對加快熔池傳質、縮短轉爐吹煉時間、均勻鋼液溫度和成分以及降低爐渣全鐵含量具有重要意義。

2.1.1 頂吹氣體流量對混勻時間的影響

頂吹氣體流量對混勻時間的影響如圖2所示。由圖2可知，在本文試驗范圍內，當頂吹氣體流量較小時，隨著頂吹流量的增加，熔池的混勻時間逐漸縮短，頂吹流量為104.4 Nm3/h時達到最小值，繼續增加頂吹流量，混勻時間基本保持不變甚至略有增加。這是因為當頂吹流量較小時，隨著頂吹流量的增加，氣體的動能逐漸增大，熔池的攪拌逐漸增強，混勻時間逐漸縮短。當頂吹流量超過某一臨界值時，隨著頂吹流量的增大，熔池液面反彈的氣體動能增加，且頂吹氣體的沖擊面積逐漸增大，底吹裝置與沖擊區的間距縮小，底吹對熔池的攪拌受到抑制，弱化了頂吹和底吹對熔池攪拌的配合作用，熔池的混勻時間基本保持不變甚至略有增加。此外，頂吹流量過大時，多孔噴頭射流的偏移效應顯著增強，射流向噴頭中心軸線一方移動，造成熔池內液體呈螺旋狀劇烈波動，不利于轉爐吹煉的平穩進行。在本文試驗范圍內，最佳頂吹流量為104.4 Nm3/h。

2.1.2 底吹氣體流量對混勻時間的影響

圖2 頂吹氣體流量對混勻時間的影響Fig.2 Effect of top blowing gas flow on mixing time

底吹氣體流量對熔池混勻時間的影響如圖3所示。由圖3可知，除圖3(a)之外，在本文試驗范圍內，當底吹氣體流量較小時，隨著底吹氣體流量的增加，熔池的混勻時間逐漸縮短，在底吹流量為1.41 Nm3/h時達到最小，繼續增加底吹流量，熔池的混勻時間保持不變甚至有所增加。這是因為底吹氣體進入熔池，在底槍出口附近，由于氣流對液滴的分裂作用以及不穩定的氣- 液表面對液體的剪切作用，使底吹氣體的動能被消耗殆盡，主要依靠底吹氣體形成的氣泡群的浮力對熔池進行攪拌，顯然氣泡的直徑越小、數量越多、彌散性越強，對熔池的攪拌效果越好[6,13]。氣泡的浮力主要與底吹氣體流量有關。當底吹流量較小時，隨著底吹流量的增加，氣泡的浮力逐漸增大，對熔池的攪拌逐漸增強，熔池的混勻時間逐漸縮短。但當底吹流量超過一定值時，隨著底吹氣體流量的繼續增加，氣泡變大而連續，甚至發生氣流上升貫穿熔池的現象，不僅造成底吹氣體能量的利用率下降，導致熔池混勻時間保持不變甚至有所增加，而且會使熔池產生劇烈波動，不利于吹煉的平穩進行。在本文試驗范圍內，最佳底吹流量為1.41 Nm3/h。

圖3 底吹氣體流量對混勻時間的影響Fig.3 Effect of bottom blowing gas flow on mixing time

2.1.3 氧槍位置對混勻時間的影響

氧槍位置對熔池混勻時間的影響如圖4所示。由圖4可知，在本文試驗范圍內，當槍位為92 mm時，熔池的混勻時間較短。隨著槍位的提高，熔池的混勻時間呈先增加后減小再增加的趨勢，并在槍位為177 mm時出現轉折。繼續提高槍位，混勻時間有所增加。這是因為當氧槍位置較低時，熔池的沖擊深度較大，熔池波動劇烈，雖然此時熔池的混勻時間較短，但若在實際生產中采用此槍位，不僅會加劇頂吹氣體對爐底的侵蝕，而且也不利于轉爐吹煉的平穩進行。隨著槍位的提高，氧槍噴頭與熔池液面的距離增加，熔池的沖擊面積逐漸增大，頂吹氣體可以對更大范圍內的液體進行攪拌，熔池的混勻時間逐漸縮短。當槍位升高到一定程度時，隨著槍位的繼續提高，熔池的沖擊面積進一步增大，但氧槍噴頭到熔池液面的距離過大，使頂吹氣體到達熔池液面時衰減嚴重，不利于熔池攪拌，熔池的混勻時間逐漸增加。綜上所述，當氧槍高度為177 mm時，熔池內液體的攪拌效果最好。

圖4 氧槍位置對混勻時間的影響Fig.4 Effect of oxygen lance height on mixing time

上述試驗結果可歸結為：在保證吹煉平穩的前提下，當頂吹氣體流量為104.4 Nm3/h、底吹氣體流量為1.41 Nm3/h、氧槍槍位為177 mm時，熔池的攪拌效果最好，混勻時間最短。

2.2 沖擊深度的水模型試驗

當氧氣射流沖擊熔池液面時，若被沖擊液面承受的沖擊力超過沖擊區以外熔池表面所承受的壓力，就會將沖擊處的液體排開而形成沖擊坑，沖擊坑最底端距熔池液面的垂直距離即為熔池的沖擊深度，也稱穿透深度[13]。沖擊深度的大小直接影響轉爐的脫碳速率及化渣效果，沖擊深度過小，頂吹氣體對熔池的攪拌不足，氧氣的利用效率降低，轉爐吹煉時間延長；沖擊深度過大，則氧氣的利用率提高，但氧氣射流對爐底的侵蝕加劇，轉爐爐齡縮短。因此，確定合適的沖擊深度對轉爐的高效冶煉十分重要。

2.2.1 頂吹氣體流量對沖擊深度的影響

頂吹氣體流量對熔池沖擊深度的影響如圖5所示。由圖5可知，在本文試驗范圍內，當氧槍位置與底吹氣體流量一定時，熔池的沖擊深度隨著頂吹氣體流量的增加而增加，這是因為當槍位與底吹氣體流量不變時，隨著頂吹氣體流量的增加，由氧槍噴頭射出及到達熔池液面的氣體動能和速度相應增大，對熔池內液體的沖擊隨之增強，熔池的沖擊深度增加。

2.2.2 氧槍位置對沖擊深度的影響

圖5 頂吹氣體流量對熔池沖擊深度的影響Fig.5 Effect of top blowing gas flow rate on penetration depth of the molten pool

氧槍位置對熔池沖擊深度的影響如圖6所示。由圖6可知，在本文試驗范圍內，當頂吹和底吹氣體流量一定時，熔池內液體的沖擊深度隨氧槍位置的提高而減小。這是因為頂吹氣體由氧槍噴頭射出，在到達熔池液面過程中，會抽引周圍介質，使射流橫截面積逐漸增大、速度逐漸減小。當頂吹和底吹流量一定時，隨著氧槍位置的提高，頂吹氣體與熔池液面的間距增加，射流速度衰減加快，熔池的沖擊深度逐漸減小。

圖6 氧槍位置對熔池沖擊深度的影響Fig.6 Effect of oxygen lance height on penetration depth of the molten pool

當沖擊深度達到熔池深度的1/2時，轉爐冶煉可達到良好的技術經濟指標[13]。由混勻時間試驗結果可知，在試驗范圍內，為縮短熔池的混勻時間，最佳頂吹流量為34 000 Nm3/h，底吹流量為470 Nm3/h，槍位為1.9 m。而現場轉爐脫碳期采用的頂吹流量為32 000 Nm3/h，底吹流量為170 Nm3/h，槍位為1.7 m。這兩種頂底復吹搭配方式對應的沖擊深度如圖7所示。

由圖7可知，現場采用的頂底復吹搭配方案對應的水模型試驗的熔池沖擊深度為10 cm，而采用優化的頂底復吹搭配方案對應的水模型試驗的沖擊深度為10.6 cm，與前者相比略有增加，但仍處于合理的范圍內。

圖7 不同頂底復吹搭配方式對應的熔池沖擊深度Fig.7 Penetration depths corresponding to the different top and bottom combined blowing schemes

3 現場應用效果分析

該廠120 t轉爐吹煉期采用的底吹控制模式分為4個階段。第1階段為開吹1～3 min，第2階段為開吹4～8 min，第3階段為開吹9～10 min，第4階段為開吹11 min至吹煉結束，除第1階段的底吹流量為360 Nm3/h外，其余階段的底吹流量均為170 Nm3/h。頂吹氣體流量約為32 000 Nm3/h，脫碳期的槍位為1.7～1.8 m。根據水模型試驗結果，對現場頂底復吹搭配方式做了以下調整：

(1)將頂吹流量增加至34 000 Nm3/h左右，提高供氧強度的同時，加強頂吹氣體對熔池的攪拌，促進熔池內各元素在渣- 金間的傳質，縮短轉爐吹煉時間。

(2)開吹前2 min保持2.1 m的較高槍位，提高渣中(FeO)含量，促進石灰熔化?？紤]到轉爐化渣對槍位控制的影響，開吹第3 min至終點壓槍前仍保持槍位為1.7～1.8 m，略低于水模擬試驗得出的最佳槍位，避免渣中積累過多的(FeO)，其間可根據轉爐實際化渣情況進行調整。

(3)根據水模型試驗結果，結合脫碳期CO氣泡對熔池的攪拌作用，設置5組底吹對照試驗，通過對比實際冶煉效果，確定合理的底吹控制模式。對照試驗不同吹煉階段的底吹流量控制如表3所示。不同頂底復吹搭配方案的現場冶煉效果如表4所示。

表3 對照試驗不同吹煉階段的底吹流量控制Table 3 Bottom blowing flow control in different blowing stages of control experiments Nm3/h

表4 不同頂底復吹搭配方案的現場冶煉效果Table 4 Field smelting effect of different top and bottom combined blowing schemes

由表4可知，在鐵水裝入量和鐵水碳含量基本一致的情況下，采用底吹控制模式5時，轉爐吹煉時間最短，為12.57 min；采用底吹控制模式2時，轉爐終渣全鐵質量分數最低，為12.16%，吹煉時間略長于底吹控制模式5，為12.86 min。綜合考慮轉爐冶煉成本及底吹氣體后座效應對爐底的侵蝕，可確定該廠120 t轉爐的最佳底吹控制模式為2。

4 結論

(1)隨著頂吹流量的增加，熔池的混勻時間先減小后增加，在頂吹流量為104.4 Nm3/h時混勻時間最短；隨著底吹流量的增加，熔池的混勻時間也為先減小后增加，在底吹流量為1.41 Nm3/h時混勻時間最短；隨著槍位的提高，熔池的混勻時間先增加后減小再增加，槍位為177 mm時熔池的混勻效果最佳。

(2)熔池的沖擊深度隨頂吹流量的增加而增加，隨氧槍位置的提高而減小，最佳頂吹、底吹及槍位條件下的沖擊深度為10.6 cm，在合理范圍內。

(3)基于試驗結果調整生產現場的頂吹流量、底吹流量及氧槍槍位，已將該廠120 t轉爐的吹煉時間從13.72 min縮短至12.86 min，終渣(T.Fe)質量分數從16.33%降低至12.16%。