120 t 復吹轉爐底槍布置優(yōu)化

張 嶺 ，于 波，鐘良才 *，王立新，賀龍龍，翁 莉，李 強

（1.東北大學多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點實驗室,遼寧 沈陽 110819；2.東北大學冶金學院,遼寧 沈陽 110819；3.建龍集團撫順新鋼鐵煉鋼廠,遼寧 撫順 113001）

0 引言

目前頂?shù)讖痛缔D爐煉鋼是我國主要的煉鋼方法，它結合了頂吹和底吹轉爐冶煉的優(yōu)點，利用頂吹氧氣和底吹攪拌氣體對轉爐熔池進行攪拌，以改善渣金間反應動力學條件，提高轉爐脫磷脫碳效果，達到吹煉平穩(wěn)、縮短冶煉時間、降低終渣全鐵含量、提高鋼水質量的目的。在復吹轉爐煉鋼過程中，頂吹氣體流量、底吹氣體流量和氧槍槍位對熔池攪拌混勻有很大的影響。國內外眾多學者對復吹轉爐底槍布置的數(shù)量和位置采用不同的方式[1-4]。Ajmani[5]等人利用水模試驗研究了130 t 復吹轉爐熔池的混勻和傳質速率，結果顯示，復吹轉爐熔池混勻時間隨底槍支數(shù)增加而降低。Klaus Koch[6]等人通過冷態(tài)模擬試驗，研究了復吹轉爐底吹氣體流量對熔池攪拌混勻的影響。研究發(fā)現(xiàn)，隨著底吹流量的增加，熔池混勻時間降低。謝植等人[7]通過水模型物理模擬試驗研究了底槍對稱和非對稱布置對復吹轉爐熔池混勻時間的影響。研究結果表明，采用非對稱底槍集中布置的轉爐熔池攪拌效果好，混勻時間短。但以上研究僅限于較少的底槍數(shù)量和布置方案，并且未建立轉爐熔池流體流動的數(shù)學模型，不能描述轉爐中的具體流動現(xiàn)象。

筆者以120 t 復吹轉爐為研究對象，運用物理模擬研究了底槍支數(shù)、布置和供氣強度、頂槍槍位等因素對復吹轉爐熔池混勻時間的影響，運用數(shù)值模擬研究了底槍支數(shù)和布置對熔池內流場和速度場的影響，為實際復吹轉爐的底槍布置提供了依據(jù)。

1 研究方法

1.1 物理模擬試驗方法

由于實際轉爐熔池流動過程復雜，在縮小的冷態(tài)物理模擬試驗中不能保證所有的相似準數(shù)都相等，因此本研究采用近似模擬的方法，近似模型法只保證主要的相似準數(shù)相等。在模擬過程中要找到模型與原型之間起決定性作用的相似準數(shù)，并根據(jù)相似準數(shù)計算試驗模型的各項物理參數(shù)。

本研究在建立復吹轉爐物理模型時主要考慮了原型與模型之間的幾何相似和動力相似，用水代替鋼液，用壓縮空氣代替轉爐頂吹和底吹氣體來進行物理模擬試驗。在保證幾何相似的條件下保證原型與模型轉爐的修正弗魯?shù)聹蕯?shù)相等進行試驗，以保證原型與模型的流體流動相似[8-10]。按照幾何相似比1∶10 建立120 t 復吹轉爐物理試驗模型，原型轉爐和模型轉爐的主要參數(shù)如表1 所示。

表1 原型轉爐與模型轉爐的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of prototype converter and model converter

模擬試驗裝置如圖1 所示，試驗裝置主要由復吹轉爐模型、供氣系統(tǒng)和混勻時間測定系統(tǒng)組成。供氣系統(tǒng)由空壓機將壓縮空氣送入儲氣罐，分別經過氣體減壓閥、轉子流量計、頂槍和底槍吹入轉爐熔池中。熔池的混勻時間由混勻時間測定系統(tǒng)進行測定，首先對熔池吹氣攪拌90 s，以保證熔池內形成穩(wěn)定流場。通過漏斗向熔池內加入40 mL 濃度為0.2 g/mL 氯化鉀溶液作為示蹤劑，并開始計時，用3支固定在熔池底部不同位置的電導電極測量熔池中水溶液電導率的變化，并經數(shù)據(jù)采集儀輸入計算機，最后由計算機測量軟件判定，當監(jiān)測點示蹤劑濃度低于其混勻濃度的±3%時的時間作為每支電極位置處濃度的混勻時間，取3 支電極混勻時間的最大值作為熔池的混勻時間。每組條件的試驗重復3 次以上，由重復試驗得出的混勻時間的平均值作為該試驗條件的混勻時間。

圖1 試驗裝置示意Fig.1 Schematic of experimental apparatus

圖2 為轉爐模型底槍開孔位置和標號。模型轉爐底部徑向上存在由內到外4 個圓周，依次標記為圓A、B、C、D。每個圓上均勻分布有14 個底吹供氣元件且按順時針方向標記為1～14。

圖2 模型轉爐底槍開孔位置及編號Fig.2 Position and numeration of bottom tuyeres in the model converter

熔池混勻時間是判斷熔池攪拌效果的重要參數(shù)，在物理模擬試驗中，依次研究4、6、8 支底槍不同布置方式對熔池攪拌混勻的影響。研究的4、6、8 支底槍的不同布置方案如表2～4 所示。

表2 4 支底槍布置方案Table 2 Arrangements of 4 bottom tuyeres

表3 6 支底槍布置方案Table 3 Arrangements of 6 bottom tuyeres

表4 8 支底槍布置方案Table 4 Arrangements of 8 bottom tuyeres

1.2 數(shù)學模擬研究方法

本研究使用SolidWorks 軟件繪制模型轉爐熔池的三維模型，利用Ansys 前處理軟件Fluent Meshing進行網格劃分，網格總數(shù)為44 300個，轉爐模型計算區(qū)域及網格劃分如圖3 所示。

圖3 熔池計算區(qū)域和網格劃分Fig.3 Computational zone and meshing in the molten bath

由于鋼液在復吹轉爐熔池中的流動過程復雜，并伴隨有化學反應、傳熱、傳質過程，為了便于研究熔池內的流體流動，對熔池內液體和氣體提出以下假設：①爐內流體為常物性；②不考慮熔池內化學反應；③忽略渣層對熔池流動的影響；④忽略氣泡間的作用力，氣泡為剛性。

1）熔池氣液兩相流模型控制方程

用VOF 模型來追蹤熔池氣體與液體相互作用的氣液界面形狀，對于第q相的流動，需滿足質量守恒定律，連續(xù)性方程為：

式中，αq是q相的體積分率，且∑αq=1；ρq是第q相的密度,kg/m3；uq是第q相的速度，m/s。

氣液兩相流流動的動量方程為：

式中，xi分別代表x、y、z方向坐標，m；ui和uj分別為流體在i和j方向上的速度分量，m/s。ρ為兩相流體的密度，kg/m3；t為時間，s；g為重力加速度，m/s2；p為流體的壓力，Pa；μeff為有效粘度且μeff=μ+μt，Pa·s；F為相間作用力，N/m3,本研究主要包括氣泡曳力、虛擬質量力、壓力梯度力。

兩相流動量方程里的密度ρ和粘度μ用以下兩式計算：

式中，下標g 代表氣相，下標l 代表液相。

采用標準k-ε雙方程模型來計算頂?shù)讖痛缔D爐熔池內的氣液兩相流的湍流流動。k-ε雙方程模型表示為：

采用DPM 模型來模擬底吹氣泡在轉爐熔池的運動，只考慮主要的力對氣泡流動的影響。底吹氣泡運動方程：

式中，等號右邊第一項是曳力；第二項為凈浮力；第三項是虛擬質量力；第四項是壓力梯度力；u為連續(xù)相速度；up為氣泡速度；ρ為連續(xù)相密度；ρp為氣泡氣體密度；FD為曳力系數(shù)。

在模擬過程中通過求解傳質方程得到熔池中示蹤劑濃度隨時間的變化，確定熔池形成穩(wěn)定流場的混勻時間，進而對純底吹時氣液兩相流模型的準確性進行驗證。傳質方程為：

式中，C為示蹤劑的質量分率；Deff為示蹤劑的有效擴散系數(shù)。

本研究中，頂?shù)讖痛缔D爐熔池上部設置為壓力出口，出口處氣體體積分數(shù)設置為1，只允許氣體通過。轉爐壁面選擇為無滑移壁面，在與液體相接觸的壁面處，速度分量選用無滑移邊界條件，相應法向分量為0，對壁面附近的區(qū)域選用壁面函數(shù)處理。使用UDF 來控制氣泡近液面的破碎進入氣相。利用Ansys Fluent 軟件進行數(shù)值模擬求解，使用壓力基準器和瞬態(tài)計算，壓力插值使用PRESTO!離散格式，連續(xù)性方程、動量方程對流項、湍動能和湍流耗散率的離散格式使用二階迎風格式，當各個變量的無量綱殘差小于1.0×10-4時認為數(shù)值計算收斂，之后將計算結果使用Tecplot 軟件進行后處理，以獲得熔池流體流動的速度場。

2）數(shù)學模擬的底槍布置方案

在對120 t 復吹轉爐不同底槍支數(shù)布置進行物理模擬優(yōu)化后，此處主要對如圖4 所示的混勻時間較短的底槍布置方案4-3、方案6-6 和方案8-18 進行數(shù)值模擬計算，進一步研究底槍支數(shù)和布置對熔池流動的影響。

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圖4 數(shù)學模擬的底槍布置方案Fig.4 Bottom tuyere configurations in mathematical simulation

2 結果與討論

2.1 物理模擬結果與討論

純底吹條件下，4 支底槍布置在底吹流量為0.216 m3/h時，熔池混勻時間在40.3～70.5 s，其中大部分布置方案的混勻時間在45 s 以上，只有方案4-1、4-3 和4-11 的混勻時間小于45 s。底吹流量為0.534 m3/h時，混勻時間在25.7～50.3 s，大部分布置方案的混勻時間在30～40 s。當?shù)状盗髁窟_到1.074 m3/h時，熔池混勻時間在24.9～43.5 s，其中方案4-3、4-7、4-12 的混勻時間在25 s 左右。方案4-5 和4-10 的攪拌效果較差，混勻時間均在40 s 以上。由以上試驗可知，在爐底布置4 支底槍的15 種試驗方案中，熔池攪拌效果較好的方案4-3、4-7、4-12，但方案4-7 和4-12 在低的底吹氣量下的混勻時間比方案4-3 的長。這三種方案的底槍是布置在A、B 和C 的圓周上，且同一側兩支底槍的位置相對集中。

純底吹條件下，6 支底槍布置方案在底吹流量為0.216 m3/h時，不同布置方案的混勻時間在42.7～61.9 s，布置方案6-5 和6-6 的混勻時間在45 s 之內。底吹流量增加至0.534 m3/h時，混勻時間在28.8～45.6 s，其中方案6-6 熔池攪拌效果最好為28.8 s。繼續(xù)增加底吹流量到1.074 m3/h，熔池混勻時間為24.3～37.8 s，大部分布置方案的混勻時間在25～35 s，其中方案6-14 的混勻時間低于25 s，方案6-2、6-8 和6-16 的混勻時間比較長，分別為37.8、35.2、35.5 s。底吹氣體流量達到1.608 m3/h時，混勻時間為21.3～33.8 s。綜合來看，底槍布置方案6-6 的熔池攪拌效果最好，該布置方案是在方案4-3 的的基礎上，在圓周B 上增加6#和13#孔得到的。

純底吹條件下，8 支底槍布置方案在底吹流量為0.534 m3/h時，不同布置方案的熔池混勻時間在30.6～46.3 s，其中方案8-18 的混勻時間最低。底吹流量增加至1.074 m3/h時，混勻時間在23.6～34.9 s。底吹氣體流量達到1.608 m3/h時，熔池混勻時間在17.8～28.6 s，8-17、8-28 兩種布置方案的混勻時間小于20 s。綜合對比可以得出，在8 支底槍布置方案8-18、8-28 兩種布置方案底吹攪拌能力較強，平均熔池混勻時間為25 s 左右，而方案8-18 在低的底吹氣量下，能夠獲得最低的混勻時間，且其他兩個底吹氣量下的混勻時間也較低。實際上，底槍布置方案8-18 是在最佳的6 支底槍布置方案6-6 的基礎上，在圓周C 上增加4#和12#底槍得到的。

純底吹時，最佳底槍布置方案4-3、6-6 和8-18在0.534 和1.074 m3/h 兩個底吹流量下計算的平均混勻時間分別為28.50、28.25、27.50 s。

圖5 為頂吹流量為122 m3/h時，底槍布置方案8-18 在不同氧槍高度下的熔池混勻時間。由圖5可知，頂吹流量一定，不同氧槍高度下熔池混勻時間均隨底吹流量的增大而降低。底吹流量為0.534～1.074 m3/h時，除槍位170 mm，熔池混勻時間隨槍位的提高而增大；底吹流量為1.608～2.142 m3/h時，混勻時間隨槍位的提高呈現(xiàn)先降低后逐漸穩(wěn)定的趨勢。這是由于低槍位時，頂吹氣體到達熔池的時間較短，氣體之間相互干擾能力較小，使得頂吹氣體到達熔池液面時衰減較小，雖然頂吹氣體的沖擊動能大但作用范圍小，不能對熔池進行大范圍的攪拌。隨著槍位的提高，氧槍噴頭與熔池液面距離增加，熔池的沖擊面積增大，頂吹氣體可以對更大范圍的液體進行攪拌，使熔池混勻時間逐漸降低。當槍位繼續(xù)升高超過一個臨界值時，造成頂吹氣體到達熔池的動能不斷衰減，不利于熔池攪拌，使得熔池混勻時間增加。

圖5 底槍布置方案8-18 在頂吹流量為122 m3/h 時不同氧槍高度的混勻時間Fig.5 Mixing time in molten bath with different oxygen lance heights at top gas flow rate of 122 m3/h for case 8-18

對比方案8-18 在復吹和純底吹條件下的混勻時間發(fā)現(xiàn)，槍位在170～260 mm 變化的復吹轉爐熔池混勻時間始終大于純底吹的混勻時間。這是因為熔池的攪拌能主要來自于底吹氣體，加入頂吹氣體后，頂吹氣體射流與底吹氣體流動沖突導致能量耗散，使底吹氣體吹入熔池產生的動能減少，熔池攪拌能減少，混勻時間增加。

2.2 數(shù)學模擬結果與討論

為驗證純底吹氣液兩相流模型的準確性，利用組分傳輸模型計算不同底槍布置方案的熔池混勻時間，數(shù)學模型示蹤劑濃度監(jiān)測點與物理模擬中電極位置相同，兩者示蹤劑投入點相同，均以示蹤劑濃度不再超出混勻平衡濃度的±3%時的時間作為監(jiān)測點的混勻時間，取三點混勻時間的最大值作為熔池的混勻時間，結果如圖6～7 所示。由圖6 和圖7 可知，不同底槍布置方案物理模擬試驗測得的混勻時間和數(shù)學模擬計算出的混勻時間相差1.8～3.5 s，不同底槍支數(shù)和布置的混勻時間變化趨勢相同，表明數(shù)學模型得到的結果與物理模擬的結果相近。

圖6 底槍布置方案6-6 數(shù)值模擬混勻時間Fig.6 Mixing time in mathematical simulation with case 6-6

圖7 不同底槍布置方案物理模擬與數(shù)值模擬混勻時間對比Fig.7 Comparison of mixing time between physical and mathematical simulations in different bottom tuyere configurations

2.3 底槍支數(shù)和布置對熔池流場的影響

從物理模擬結果可知，熔池的攪拌效果對底槍布置和底吹強度有很高的依賴性。通過轉爐純底吹氣液兩相流數(shù)學模擬，研究不同底吹方案對熔池流場的影響。

圖8 是底吹流量為1.074 m3/h時，底槍布置方案4-3、6-6 和8-18 在熔池不同高度水平截面上的速度云圖和流線圖。由圖8 可知，在熔池中不同高度的水平截面上，氣泡群上升的浮力帶動周圍液體運動形成多個大小不一的環(huán)流區(qū)域，當氣泡群上升到熔池液面后，將液體向四周排開使之相對運動，進而對熔池進行攪拌。在1/3 液面高度上，只有熔池中部和邊緣存在少量速度小于0.015 m/s 的低速區(qū)；2/3 液面高度上，布置方案6-6 的熔池四周存在面積較大的低速區(qū)域，方案4-3 和8-18 熔池邊緣存在少量低速區(qū)，流體在此高度下形成圍繞上升底吹氣泡流中心的環(huán)流的流動狀態(tài)。從2/3 液面高度的截面上環(huán)流的渦心數(shù)看，方案4-3、6-6 和8-18 的渦心數(shù)分別為4、6 和5個，每個渦心形成以各自渦心為中心的環(huán)流區(qū)，渦心多，則環(huán)流區(qū)就多，就不利于整個熔池的混勻，如方案6-6 在渦心之間存在面積較大的低速區(qū)，其熔池混勻時間比其它兩個布置方案要長。

圖8 不同布置方案熔池水平截面的流體流動Fig.8 Streamlines of different bottom tuyere configurations on different horizontal section in the molten bath

不同底槍布置方案下沿耳軸截面的熔池速度場如圖9 所示。底吹氣體進入熔池后形成氣泡向上運動，帶動周圍液體在豎直方向上做循環(huán)流動，可以在氣泡群的兩側形成兩個明顯渦心。

圖9 不同布置方案耳軸截面的速度矢量Fig.9 Velocity fields of different bottom tuyeres configurations at trunnion section

在此截面上底槍布置方案6-6 在耳軸截面上形成右邊三個渦心高度相差不大但高于最左側的渦心的流場；方案4-3 形成的流場的左右兩個相鄰的渦心中，右側渦心明顯高于左側渦心，而且兩個內測渦心高度不對稱，存在從左側渦心向右側渦心的流動，導致液體能夠穿過熔池中心到達熔池右側，有利于整個熔池的傳質；底槍布置方案8-18 形成兩個外側渦心高于兩個內側渦心非對稱流場，使渦流在豎直方向上可以攪動更廣泛的區(qū)域，有利于熔池均勻。

圖10 是不同底槍布置方案垂直耳軸的截面速度云圖。由于垂直耳軸截面上沒有底槍布置，底吹氣體對該截面流場的作用大小能夠更好地反映底槍布置對熔池攪拌的影響。由圖10 可知，方案4-3 形成了兩個渦心，熔池左側的渦心周圍和離該渦心較遠處存在面積較大的低于0.015 m/s 的區(qū)域，該渦心的上部區(qū)域速度稍大。方案6-6 左右兩側存在兩個渦心，在這兩個渦心附近和熔池底部存在面積更大的低速區(qū)，而且速度在0.015～0.030 m/s 的面積較大，表明底吹氣體對該截面的攪拌能力較弱。方案8-18 形成的流場只有一個渦心，而熔池底部和中心部分速度較大，熔池底部右側和中心的小部分區(qū)域速度較小，說明該底槍布置方案的底吹氣體對該截面的攪拌效果好。

圖10 不同布置方案垂直耳軸截面速度云圖Fig.10 Velocity contours vertical to trunnion direction with different bottom tuyere configurations

盡管底吹在熔池攪拌過程起著關鍵性作用，但熔池中仍舊存在一些流體流動速度較小的區(qū)域，把速度小于0.015 m/s 的區(qū)域定義為“死區(qū)”，圖11 為底吹流量為1.074 m3/h時，方案4-3、6-6、8-18 的“死區(qū)”形狀三維俯視圖，水平方向為垂直于耳軸方向，可見：方案6-6“死區(qū)”體積最大為23.56%，主要聚集在熔池前后大面附近的區(qū)域，并帶有兩條帶狀“死區(qū)”生成，這些低速區(qū)的存在阻礙了熔池內部的對流傳質；底槍布置方案8-18 的熔池“死區(qū)”體積明顯減少，“死區(qū)”體積比為10.3%，主要集中在前后大面附近；方案4-3“死區(qū)”體積比為15.44%，熔池中的“死區(qū)”主要位于一側大面，熔池下部存在一些塊狀“死區(qū)”，無條狀“死區(qū)”。

圖11 底吹流量為1.074 m3/h 不同布置方案熔池死區(qū)Fig.11 Dead zone in the molten bath with different bottom tuyere arrangements with bottom gas rate of 1.074 m3/h

綜上，純底吹條件下，底吹氣體流量小于1.074 m3/h時，可采用較少的底槍；底吹氣體流量大于1.074 m3/h時，采用較多的底槍，在最佳底槍布置方案下有利于降低熔池的混勻時間。復吹條件下，當?shù)状盗髁繛?.534～1.074 m3/h時，最佳的頂吹槍位為200 mm；當?shù)状盗髁繛?.608～2.142 m3/h時，最佳的頂吹槍位為200～230 mm。

下一步將建立復吹轉爐的數(shù)學模型，研究不同頂槍槍位、供氣流量對熔池流體流動的影響。

3 結論

1）物理模擬試驗純底吹時，最佳底槍布置方案4-3、6-6 和8-18 在底吹流量為0.534 和1.074 m3/h下的平均混勻時間分別為28.50、28.25、27.50 s。

2）底槍布置方案8-18 在頂吹流量為122 m3/h，底吹流量為0.534～1.074 m3/h 復吹時，熔池混勻時間隨氧槍槍位的提高而增大；底吹流量為1.608～2.142 m3/h時，熔池混勻時間隨氧槍槍位的提高呈現(xiàn)先降低后逐漸穩(wěn)定的趨勢，最佳槍位范圍為200～230 mm。

3）底吹時得到的水平截面流場的渦心個數(shù)少，有利于熔池流體流動時形成較少的環(huán)流區(qū)，在垂直截面流場上的渦心不對稱，有利于形成不對稱的流動，可降低“死區(qū)”體積，從而提高底吹氣體的攪拌能力，使熔池的混勻時間降低。底吹流量為1.074 m3/h時，底槍布置方案6-6 的水平截面的渦心最多，垂直截面流場的渦心不對稱程度低，死區(qū)體積最大，達到23.56%；而底槍布置方案4-3、8-18 的熔池水平截面流場的渦心較少，垂直截面流場渦心不對稱程度高，熔池中“死區(qū)”體積較小，“死區(qū)”體積比分別為15.44%和10.30%。

致謝

本研究得到了中央高校基本科研業(yè)務專項資金資助（N2125018）、科技部國家重點研發(fā)計劃資助項目（2017YFB0304100）和國家自然科學基金項目（51574069）資助，在此表示衷心感謝。