沈巧珍,陽 方,彭 琦,仇東麗,孟征兵

(1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北武漢,430081;2.漣源鋼鐵股份有限公司,湖南婁底,417000)

采用鋼包底吹氬氣技術(shù)精煉鋼液時,鋼包底部透氣元件數(shù)目、布置方式和噴吹流量的選取至關(guān)重要。由于鋼包在高溫條件下作業(yè),對其反應(yīng)過程進(jìn)行直接的實(shí)驗(yàn)觀測困難較大。許多學(xué)者運(yùn)用數(shù)學(xué)模型[1-3]和物理模型[1,4,5]進(jìn)行了研究,但很少有研究者將攪拌效果和夾雜物去除[6-7]放在同一模型中進(jìn)行綜合研究,即便是用物理模擬的方法研究夾雜物的去除過程,其模型比例也較小。本文在實(shí)驗(yàn)室條件下,通過建立1∶4的水力模型對鋼包中鋼液的攪拌效果和夾雜物的去除進(jìn)行綜合研究,旨在為優(yōu)化鋼包精煉工藝參數(shù)提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)原理

根據(jù)相似理論,鋼包吹氬過程的主要動力來自于氣體浮力,實(shí)驗(yàn)中滿足原型、模型的幾何相似和動力相似即可認(rèn)為二現(xiàn)象相似。幾何相似考慮的是模型與原型形狀相似及主要尺寸成比例。實(shí)驗(yàn)中,用有機(jī)玻璃制成鋼包模型,用水模擬鋼液,用空氣模擬氬氣。水力模型裝置與實(shí)驗(yàn)設(shè)備的幾何尺寸比例為1∶4。本實(shí)驗(yàn)條件下引起鋼包內(nèi)流體流動的主要動力是氣泡浮力,只要保證了模型與原型修正的弗魯?shù)聹?zhǔn)數(shù)相等就能保證二者的動力相似[8],即式中:m、p分別表示模型、原型;um、up分別為水、鋼液的速度,m/s;ρgm、ρgp分別為空氣、氬氣的密度,kg/m3;ρlm、ρlp分別為水、鋼液的密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;H為熔池深度,m。

特征速度u可由下式給出:

式中:Q為氣體流量,m3/s;d為氣體噴嘴直徑,m。

由式(1)及式(2)可得:

式中:Qm為模型氣體體積流量,m3/s;Qp為原型氣體體積流量,m3/s;dm、dp分別為模型、原型氣體噴嘴直徑,m。

2 實(shí)驗(yàn)方法

2.1 混勻時間測定

鋼液混合攪拌效率通常由混勻時間來定義,因此,可用混勻時間來間接判定鋼液的攪拌能力。攪拌能與混勻時間的關(guān)系[9]為

其中:ε為平均單位攪拌能,J;τ為混勻時間,s。

式(4)表明,混勻時間越短,鋼液攪拌能力越強(qiáng)。采用“刺激-響應(yīng)”[1]模擬實(shí)驗(yàn)測定混勻時間,即向熔池中快速加入一定量的示蹤劑,通過檢測熔池中某一特性來反映熔池的混勻情況。實(shí)驗(yàn)中,每次將定量的KCl溶液通過漏斗進(jìn)入液面以下,緩慢注入噴吹中心附近(單透氣元件)或兩透氣元件中心線交點(diǎn)正上方(雙透氣元件),將電極插入透氣元件遠(yuǎn)端的底部滯留區(qū)(理論上溶液難以到達(dá)的區(qū)域),用電導(dǎo)率儀測量模型中水的電導(dǎo)率變化?；靹驎r間測定裝置示意圖如圖1所示。

圖1 混勻時間測定裝置示意圖Fig.1 Sketch of mixing time measurement equipment

2.2 夾雜物測定

2.2.1 模擬介質(zhì)

本實(shí)驗(yàn)用鄰苯二甲酸二丁酯乳狀液模擬夾雜物[7],用食鹽水模擬鋼液。鄰苯二甲酸二丁酯是一種無色不溶于水的液體,凝固點(diǎn)為-35℃,沸點(diǎn)為340℃,常溫下不揮發(fā)且穩(wěn)定。該乳狀液不被食鹽水潤濕,在食鹽水中的兩個或多個乳狀液滴一旦相碰,在界面張力作用下即可形成由兩個或多個乳狀液滴組成的簇狀物。這與鋼液中非金屬夾雜物碰撞并形成簇狀物的過程非常相似,因而能較好地模擬鋼液中夾雜物的碰撞長大行為。

2.2.2 測定方法

夾雜物測定裝置示意圖如圖2所示。將模型鋼包高度加工到模型液位高度,再將一定量的乳狀液通過特定的方法均勻分散在模型鋼包中,然后開始吹氣,同時從模型鋼包底中心位置緩緩注入與模型鋼包內(nèi)乳狀液密度相同的食鹽水,這樣隨著溢出的溶液,模型鋼包內(nèi)上浮至液面的乳狀液也隨之流出,每隔一定時間通過收集槽收集溢出的乳狀液與食鹽水的混合物,通過一定方法得到純?nèi)闋钜?則某一時刻的夾雜物去除率為

式中:ηk為前k次時間段內(nèi)夾雜物去除率之和;V0為初始加入的乳狀液體積,m3;Vti為第i個時間間隔內(nèi)去除的乳狀液體積,m3。

圖2 夾雜物測定裝置示意圖Fig.2 Sketch of inclusion measuring device

3 實(shí)驗(yàn)方案

表1為鋼包原型與模型主要工藝參數(shù),二者間的比例關(guān)系為1∶4。

表1 鋼包原型與模型主要工藝參數(shù)mmTable 1 Main parameters of original mold and model

3.1 混勻時間測定實(shí)驗(yàn)方案

在距包底中心為0.5R、0.6R、0.7R(R為包底半徑)3個位置及α、β、γ(過包底中心兩透氣元件中心線的夾角)3個方向上共安裝12個透氣元件,先在0.5R、0.6R、0.7R3個位置上進(jìn)行單透氣元件噴吹實(shí)驗(yàn),然后在每個位置不同方向(α、β、γ,且α<β<γ)上進(jìn)行組合噴吹實(shí)驗(yàn)?；靹驎r間測定實(shí)驗(yàn)方案(雙透氣元件吹氣量為兩單透氣元件吹氣量之和)如表2所示。

表2 混勻時間測定實(shí)驗(yàn)方案Table 2 Experimental scheme for measuring mixing time

3.2 夾雜物測定實(shí)驗(yàn)方案

在鋼液混勻時間測定實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上,對透氣元件布置方式進(jìn)行初步優(yōu)選。在表3所示的實(shí)驗(yàn)室模擬氣量條件下對0.5R-β與0.6R-γ兩方案進(jìn)行去除夾雜物的模擬實(shí)驗(yàn),每隔1 min記錄1次夾雜物去除量,連續(xù)記錄24min。

表3 實(shí)驗(yàn)室模擬氣量條件Table 3 Air blowing in lab simulation

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 單透氣元件下吹氣量對混勻時間的影響

單透氣元件噴吹時混勻時間對吹氣量的影響如圖3所示。由圖3可見,單透氣元件噴吹時,在各個吹氣位置上,隨著吹氣量的增加,混勻時間逐漸縮短。原因是底部吹入的氣體所做的功主要用于推動液體流動,形成環(huán)流,提高吹氣量則使氣泡攪拌能增大,環(huán)流速度增大,環(huán)流周期縮短,從而縮短了混勻時間。此外,透氣元件距離包中心越遠(yuǎn),鋼液混勻時間越短。原因是,偏吹時液體的循環(huán)回路變長,速度梯度減小,速度增大,因而攪拌效果好。但透氣元件越靠近包邊壁,擴(kuò)散的氣液混合流股對包襯的沖擊越嚴(yán)重,易造成對包壁耐火材料的沖刷與侵蝕。

圖3 吹氣量對混勻時間的影響Fig.3 Effect of blowing volume on m ixing time of singlenozzle

4.2 雙透氣元件下噴吹角度對混勻時間的影響

圖4～圖6分別為雙透氣元件在0.5R、0.6R和0.7R位置上噴吹時噴吹角度對混勻時間的影響,結(jié)果顯示,在同一位置上,隨著兩透氣元件間噴吹角度的增大,混勻時間逐漸縮短。主要原因是當(dāng)兩透氣元件噴吹角度較大時,在攪拌過程中兩氣柱受相鄰流股的干擾和抵消作用小,流動能量損失少;反之,受流股的干擾和抵消作用大,流動能量損失多,對混勻不利。

圖4 0.5R位置上噴吹角度對混勻時間的影響Fig.4 Effect of blowing angle on mixing time at 0.5R

圖5 0.6R位置上噴吹角度對混勻時間的影響Fig.5 Effect of blowing angle on m ixing time at 0.6R

圖6 0.7R位置上噴吹角度對混勻時間的影響Fig.6 Effect of blowing angle on m ixing time at 0.7R

4.3 雙透氣元件下噴吹位置對混勻時間的影響

圖7～圖9分別為雙透氣元件在α、β和γ角度上噴吹時噴吹位置對混勻時間的影響,結(jié)果顯示,雙透氣元件噴吹時,噴吹位置對混勻時間的影響規(guī)律同單透氣元件噴吹時類似,透氣元件距包底中心越遠(yuǎn),混勻時間越短,混勻效果越好。

圖7 α角度上噴吹位置對混勻時間的影響Fig.7 Effect of blowing location on m ixing time at angleα

采用雙透氣元件噴吹時,在任何布置位置上,混勻時間均隨吹氣量的增大而縮短,且縮短趨勢逐漸減弱,當(dāng)兩個透氣元件的供氣量增大到2.5～3.0 m3/h時,混勻時間變化不再明顯。這是因?yàn)楫?dāng)供氣量超過某一臨界值時,相當(dāng)一部分能量消耗于液面的隆起和翻滾,隨氣-液界面交換能量而損失。因此,盡管總能量增大,但用于液體環(huán)流的能量增加不多,即使供氣量增加,混勻時間也無明顯變化。實(shí)際生產(chǎn)中,增加吹氣量在一定范圍內(nèi)有利于快速混勻,但吹氣量過大時,鋼液會劇烈翻滾,產(chǎn)生噴濺與卷渣。

圖8 β角度上噴吹位置對混勻時間的影響Fig.8 Effect of blowing location on mixing time at angleβ

圖9 γ角度上噴吹位置對混勻時間的影響Fig.9 Effect of blowing location on mixing time at angleγ

4.4 單、雙透氣元件布置對混勻時間的影響

圖10為0.6R單透氣元件和0.6R-γ雙透氣元件布置對混勻時間的影響。從圖10中可看出,在相同吹氣量下,采用0.6R-γ雙透氣元件布置比0.6R單透氣元件布置效果好。另外,由于采用雙透氣元件噴吹是把單透氣元件所噴吹氣量分成兩個噴嘴吹出,因而有效減弱了噴濺對包壁的沖刷,提高了鋼液質(zhì)量和包壁壽命。

4.5 處理時間對夾雜物去除率的影響

圖11為0.6R-γ方案不同吹氣量下處理時間對夾雜物去除率的影響。從圖11可看出,吹氣量為0.2～0.8 L/min時,夾雜物去除率隨時間的變化規(guī)律相近。在較小吹氣量下,處理時間為0～4 min時,夾雜去除效果最好;5～8 min時,可去除大部分夾雜物,24 min左右,幾乎可去除所有夾雜物。當(dāng)吹氣量大于0.8 L/min后,夾雜物去除效率顯著下降,且當(dāng)吹氣量超過1 L/min后,渣-液面擾動厲害,許多大顆粒夾雜物上浮至液面后再次隨液體的流動帶入液面以下,如此反復(fù),導(dǎo)致夾雜物去除效率低下,乃至不能去除。

圖11 不同吹氣量下處理時間對夾雜物去除率的影響Fig.11 Effect of treatment time on inclusion removal rate at different blowing volumes

4.6 透氣元件布置方式對夾雜物去除率的影響

圖12為不同透氣元件布置方式下處理時間對夾雜物去除率的影響。由圖12可見,無論哪一種吹氣量,透氣元件在0.5R-β和0.6R-γ兩種布置方式下,夾雜物去除率隨時間的變化規(guī)律相近,就透氣元件布置方式而言,0.6R-γ透氣元件布置方式對夾雜物的去除效果優(yōu)于0.5R-β布置方式。

圖12 不同透氣元件布置方式下處理時間對夾雜物去除率的影響Fig.12 Effect of treatment time on inclusion removal rate at different arrangements of permeability components

5 結(jié)論

(1)雙透氣元件吹氬攪拌效果優(yōu)于單透氣元件,0.6R-γ雙透氣元件布置方式為最佳布置方式。

(2)夾雜物去除效率取決于吹氬量和吹氬時間,在0.2～0.8 L/min吹氣量下,處理時間為0～4 m in時,夾雜物去除效果最好;5～8 m in時,大部分夾雜物被去除;24 m in左右,幾乎可去除所有夾雜物。

(3)采用雙透氣元件噴吹時,單個透氣元件的吹氣量宜控制在0.8～1.0m3/h。

[1] 幸偉,沈巧珍.鋼包底吹氬過程數(shù)學(xué)物理模擬研究[J].煉鋼,2005,21(6):33-36.

[2] 張胤,賀友多.鋼包吹氬時鋼液循環(huán)流動過程數(shù)學(xué)模型研究[J].包頭鋼鐵學(xué)院學(xué)報,2002,21(2):112-114.

[3] 任三兵,陳義盛.大型鋼包雙孔吹氬最佳位置的探討[J].包頭鋼鐵學(xué)院學(xué)報,2003,22(3):193-197.

[4] 鐘曉丹,王楠,鄒棕樹.LF雙孔底吹優(yōu)化布置的水模型研究[J].材料與冶金學(xué)報,2006,5(2):101-104.

[5] 艾新港,包燕平,吳華杰.鋼包底吹氬卷渣臨界條件的水模型研究[J].特殊鋼,2009,30(2):7-9.

[6] 王立濤,薛正良,張喬英.鋼包爐吹氬與夾雜物去除[J].鋼鐵研究學(xué)報,2005,17(3):34-38.

[7] 鄭淑國,朱苗勇.偏心底吹氬鋼包內(nèi)夾雜物行為的物理模擬[J].鋼鐵研究學(xué)報,2008,20(6):18-22.

[8] 朱苗勇,肖澤強(qiáng).鋼的精煉過程數(shù)學(xué)物理模擬[M].北京:冶金工業(yè)出版社,1998:9-12.

[9] Nakanishi K,Fujii T,Szekely J.Possible relationship between energy dissipation and agitation in steel processing operations[J].Iron making and Steel making,1975(4):193-197.