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，通過研究熔池流動速度、湍動能與熔池沖擊面積，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?，其他邊界均為絕熱壁面[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)果表明底吹流股對位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對其攪拌效果。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?。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)爐初始冶煉條件對本研究結(jié)果無基礎(chǔ)影響。

圖5 轉(zhuǎn)爐熔池湍動能場分布圖

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)，表明底吹流股對位于熔池中下方的鋼液的攪拌效果大于氧槍對其攪拌效果。

（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?，增大氧氣射流與熔池接觸面積，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。