王 丹，郭志紅，霍彥朋，范建通，朱立光，

(1.華北理工大學(xué) 冶金與能源學(xué)院，河北 唐山 063000； 2.河北省高品質(zhì)鋼連鑄工程技術(shù)研究中心，河北 唐山 063000；3.河北科技大學(xué)，河北 石家莊 050018； 4.石家莊鋼鐵有限責(zé)任公司，河北 石家莊 050031)

隨著煉鋼技術(shù)的不斷發(fā)展、廢鋼量的不斷增加和設(shè)備的持續(xù)更新中，以廢鋼為主要原料的電弧爐煉鋼以其快速高效、產(chǎn)品多樣、碳排放是長(zhǎng)流程轉(zhuǎn)爐流程的三分之一的特點(diǎn)[1]，目前已成為高品質(zhì)特殊鋼冶煉的主要途徑。為提高大型電弧爐的冶煉效果，對(duì)大型電弧爐的噴吹強(qiáng)度、噴吹角度和氧槍排布方式進(jìn)行優(yōu)化研究是十分有必要的。

電弧爐煉鋼受爐料、加熱方式、爐型及供氧條件的限制，攪拌程度與轉(zhuǎn)爐相比較弱[1-2]，但電弧爐煉鋼是高溫下進(jìn)行的一系列復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)，如果直接對(duì)電弧爐流場(chǎng)進(jìn)行研究是不現(xiàn)實(shí)的[3-5]，因此近些年，對(duì)于大部分學(xué)者來說，主要采用水模擬的方法來探究大型轉(zhuǎn)爐和電弧爐的流場(chǎng)形態(tài)[6-9]。劉永剛等[10]認(rèn)為，復(fù)合吹煉能更好地?cái)嚢枞鄢?，并進(jìn)行了工業(yè)試驗(yàn)。馬國(guó)宏[11-12]等通過綜合模擬研究100 t電弧爐的復(fù)合吹煉參數(shù)。復(fù)合吹煉工藝的工業(yè)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)總結(jié)出，采用復(fù)合吹煉工藝提高了冶煉效率，降低了吹氧冶煉時(shí)間。V.Whitney[13]采用水模型研究了單個(gè)噴槍的噴吹流量、角度和排布對(duì)熔池鋼水噴濺的影響，得出改變噴槍的角度或高度，可以防止、改善或控制金屬液的有害飛濺，增大熔池混勻效率。A.G.belkovskii[14]等全尺寸模擬電弧爐熔煉狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)增加熔池深度和氧槍噴吹流量能影響熔池鋼液流動(dòng)。但國(guó)內(nèi)外針對(duì)130 t大型電弧爐多氧槍純側(cè)吹的流場(chǎng)研究較少。本文以某鋼廠130 t電弧爐為原型，在試驗(yàn)條件下采用冷態(tài)水模擬研究手段，以不同方案下的混勻時(shí)間為依據(jù)，對(duì)130 t電弧爐的氧槍噴吹強(qiáng)度、角度和排布方式進(jìn)行分析研究，為大型電弧爐生產(chǎn)提供了理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)過程

1.1 試驗(yàn)原理

在相似條件(包括幾何、動(dòng)力學(xué)及邊界條件等)的基礎(chǔ)上，采用模型比為1∶4.35的有機(jī)玻璃容器模擬電弧爐、水模擬鋼液、空氣模擬噴吹氣體。動(dòng)力學(xué)相似需滿足有機(jī)玻璃模型與電弧爐原型的Froude準(zhǔn)數(shù)(Fr′)相等[15-17]，關(guān)于側(cè)吹流量的換算過程如下：

(1)

(2)

基于以上幾何和動(dòng)力學(xué)相似原理，得到試驗(yàn)原型與模型相關(guān)參數(shù)，如表1所示。本試驗(yàn)具體試驗(yàn)裝配圖如圖1所示。

表1 原型與模型的介質(zhì)參數(shù)

圖1 試驗(yàn)裝配圖

1.2 試驗(yàn)方案

冷態(tài)水模擬試驗(yàn)主要監(jiān)測(cè)熔池混勻時(shí)間和熔池內(nèi)流場(chǎng)分布狀態(tài)。采用NaCl溶液作為示蹤劑，加入示蹤劑前，保持電弧爐熔池處于該噴吹流量下流體流動(dòng)的穩(wěn)定狀態(tài)，將示蹤劑在電弧爐內(nèi)固定位置倒入，開始計(jì)時(shí)，通過電導(dǎo)率儀對(duì)熔池內(nèi)電導(dǎo)率進(jìn)行測(cè)定，得到混勻時(shí)間曲線。通過試驗(yàn)得出混勻時(shí)間最短的一組即為最佳試驗(yàn)方案。

為研究不同噴吹流量、噴吹角度和氧槍排布方式對(duì)熔池混勻效果的影響，設(shè)計(jì)了三因素四水平表，共16組實(shí)驗(yàn)，如表2所示。

表2 正交試驗(yàn)方案表

其中側(cè)吹氧槍排布方式考察了氧槍不同數(shù)目和組合，具體如圖2所示。

圖2 氧槍水平排布方式

2 試驗(yàn)結(jié)果分析討論

2.1 熔池混勻時(shí)間分析

2.1.1 噴吹流量試驗(yàn)結(jié)果分析

熔池混勻時(shí)間隨噴吹流量的變化如圖3所示。由圖3可知，隨著噴吹流量的增大，熔池混勻所需時(shí)間減少。當(dāng)噴吹流量為15 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)，由于氧槍噴吹氣體流速很小，氣體作為動(dòng)能輸入量過小，熔池內(nèi)液體不能進(jìn)行有效的流動(dòng)，導(dǎo)致無法使熔池快速混合均勻。當(dāng)噴吹流量從15 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))增加到21 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)，氣體流速逐漸增大，氧槍射流與熔池中液體的能量交換愈加強(qiáng)烈，流體流動(dòng)速度加快，可以良好有效地?cái)嚢枞鄢兀虼嘶靹驎r(shí)間縮短了14%。當(dāng)噴吹流量繼續(xù)增大到24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)造成熔池內(nèi)液體噴濺，導(dǎo)致氣體與熔池間有部分能量損失，因此混勻時(shí)間減小幅度隨噴吹流量的繼續(xù)增加而降低，相比于15 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，混勻時(shí)間減少了19.6%。

圖3 噴吹流量對(duì)混勻時(shí)間的影響

2.1.2 氧槍角度試驗(yàn)結(jié)果分析

圖4為熔池混勻時(shí)間均值隨爐壁氧槍垂直傾角的變化。由圖4可知，隨著氧槍垂直傾角的增大，熔池混勻時(shí)間先減小后增加。當(dāng)傾角由38°增加到43°時(shí)，熔池混勻時(shí)間明顯降低，這是由于氧槍垂直傾角增大，氧氣射流在豎直方向上速度變大，氧氣射流在豎直方向上的沖擊深度變大，此時(shí)熔池內(nèi)形成的凹坑有利于氣體射流的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為液體的動(dòng)能。但當(dāng)垂直傾角過大時(shí)，液體在水平方向上受力太小，不利于熔池內(nèi)流體的流動(dòng)。

圖4 氧槍角度對(duì)混勻時(shí)間的影響

2.1.3 氧槍排布方式試驗(yàn)結(jié)果分析

圖5為熔池混勻時(shí)間隨熔池內(nèi)氧槍排布方式的變化。在A、B排布方式下，氧槍數(shù)量少，熔池形成的鋼液流股在熔池中心發(fā)生交匯碰撞，動(dòng)能抵消減弱，導(dǎo)致流體速度較慢。與A、B排布方式相比，C、D排布方式氧槍數(shù)量多，針對(duì)熔池的攪拌力更強(qiáng)，鋼液流速快。在D排布方式下，3號(hào)氧槍向爐門反向偏移15.2°，使鋼液流股交匯位置爐門區(qū)域偏移，導(dǎo)致EBT區(qū)域鋼液流動(dòng)速度緩慢，容易產(chǎn)生“死區(qū)”。與D排布方式不同，C排布方式氧槍向相反方向偏移(見圖2)，氧槍在氣流的帶動(dòng)下，熔池鋼液形成循環(huán)運(yùn)動(dòng)，流股間交匯、動(dòng)能損失減少，鋼液能更有效地進(jìn)行傳遞。整體分析可知，當(dāng)排布方式為C時(shí)，會(huì)提高對(duì)EBT區(qū)域和爐壁區(qū)域鋼液的攪拌能力，減少死區(qū)體積。

圖5 氧槍排布方式對(duì)混勻時(shí)間的影響

2.1.4 各影響因素優(yōu)化分析

在對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析前，對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行K-S檢驗(yàn)，檢驗(yàn)結(jié)果見表3。檢驗(yàn)得出P=0.2>0.05，符合整體的正態(tài)分布，故可以進(jìn)行方差分析。方差分析結(jié)果如表4所示。

表3 單樣本Kolmogorov-Smirnov檢驗(yàn)

表4 方差分析表

方差分析結(jié)果中,當(dāng)試驗(yàn)因素對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果有極顯著影響時(shí)，顯著性水平P<0.01；當(dāng)試驗(yàn)因素對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果有顯著影響時(shí)，顯著性水平0.010.05。由表4可知，側(cè)吹氧槍噴吹流量對(duì)熔池混勻時(shí)間有極其顯著性影響，其顯著性水平P=0.005<0.01；氧槍排布方式對(duì)熔池混勻時(shí)間有顯著性影響,P<0.05；而氧槍角度的顯著性水平P=0.102>0.05，因此氧槍角度對(duì)熔池混勻時(shí)間無顯著性影響。固可得出，三個(gè)因素對(duì)熔池混勻時(shí)間的影響強(qiáng)度大小為:噴吹流量>水平布置方式>角度。

如表5和表6所示，綜合各單因素統(tǒng)計(jì)量以及配對(duì)比較表可知，當(dāng)熔池混勻時(shí)間均值最小時(shí)，噴吹流量為24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，混勻時(shí)間均值最大時(shí)，流量為15 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，且流量15、18、21、24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))四水平兩兩間顯著性差異較大，布置方式為C時(shí)混勻時(shí)間均值最小，且水平布置方式A、B和C三水平兩兩間均存在顯著性差異，P<0.05；氧槍角度為43°時(shí)混勻時(shí)間均值最小,角度為38°時(shí)混勻時(shí)間均值最大，且角度38°、43°與48°之間存在顯著性差異 (P<0.05)。

表5 單因素描述統(tǒng)計(jì)量表

表6 配對(duì)比較表

2.2 流場(chǎng)分布結(jié)果分析

本試驗(yàn)采用高錳酸鉀溶液作為示蹤劑，通過觀察溶液的分布狀況來分析不同排布方式下熔池的流體混勻情況，進(jìn)而判斷熔池溶液的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)和基本走向。其噴吹流量為24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，垂直傾角為43°。

圖6為A排布方式條件下熔池內(nèi)液體的流動(dòng)情況。由圖6可知，高錳酸鉀溶液加入熔池后迅速向EBT區(qū)域擴(kuò)散，同時(shí)受到3號(hào)氧槍的影響，部分溶液向熔池中心方向擴(kuò)散；隨后，在1號(hào)氧槍和2號(hào)氧槍產(chǎn)生的流股在電爐中心交匯，溶液向爐門方向順時(shí)針擴(kuò)散(見圖6(e))，與此同時(shí)，溶液在EBT區(qū)域順時(shí)針擴(kuò)散，擴(kuò)散速度較為緩慢。由此可知，在此種布置方式下，由于電弧爐內(nèi)流股發(fā)生碰撞，熔池內(nèi)液體未能形成良好的循環(huán)，不利于熔池?cái)嚢琛?/p>

圖6 A排布方式下熔池流場(chǎng)

圖7為B排布方式條件下熔池內(nèi)液體的流動(dòng)情況。與A排布方式類似，由圖可知，當(dāng)高錳酸鉀溶液加入熔池后最先受到4號(hào)氧槍影響，溶液迅速向熔池中心擴(kuò)散(見圖7(c))，高錳酸鉀溶液順時(shí)針向EBT區(qū)域緩慢運(yùn)動(dòng)，隨后，由于1號(hào)和2號(hào)氧槍兩流股相互碰撞，熔池中心區(qū)域溶液繼續(xù)逆時(shí)針向爐門方向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)(見圖7(e))。可以發(fā)現(xiàn)，此種排布方式在熔池內(nèi)未能形成循環(huán)，且在EBT區(qū)域有較明顯的死區(qū)，因此不利于熔池混勻。

圖8為C排布方式下熔池液體流動(dòng)情況，由圖8可知，當(dāng)高錳酸鉀溶液加入到熔池之后，溶液迅速沿順時(shí)針方向向EBT區(qū)域擴(kuò)散，隨后繼續(xù)延順時(shí)針方向向2號(hào)氧槍擴(kuò)散，同時(shí)，在1號(hào)和5號(hào)氧槍的共同作用下，液體繼續(xù)順時(shí)針向爐門方向擴(kuò)散，如圖8(d)所示，由此完成了第一次循環(huán)。這是由于C排布方式氧槍對(duì)稱分布，沒有流股交匯碰撞，使熔池內(nèi)液體產(chǎn)生旋流，加入高錳酸鉀溶液后，隨旋流迅速發(fā)生旋轉(zhuǎn)。由此可知，此種排布方式使熔池內(nèi)無死區(qū)，攪拌效果好。

圖9為D排布方式條件下熔池內(nèi)液體的流動(dòng)情況。當(dāng)時(shí)蹤劑加入后電弧爐模型后，溶液迅速向爐門和EBT區(qū)域擴(kuò)散，同時(shí)，受到3號(hào)氧槍射流的影響，部分溶液向熔池中心及對(duì)面運(yùn)動(dòng)；隨后，爐門區(qū)域溶液繼續(xù)逆時(shí)針擴(kuò)散，EBT區(qū)域溶液繼續(xù)順時(shí)針擴(kuò)散，擴(kuò)散速度緩慢，如圖9(e)所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)氧槍為此種排布方式時(shí)，熔池內(nèi)未能形成大循環(huán)，而是在爐門周圍形成主循環(huán)，不利于熔池的混勻。

圖8 排布方式C下熔池流場(chǎng)

圖9 排布方式D下熔池流場(chǎng)

2.3 應(yīng)用前景展望

電弧爐煉鋼的過程中的噴吹參數(shù)應(yīng)滿足提高熔池?cái)嚢栊Ч囊?。所以在不同氧槍噴吹流量的控制條件下，通過改變氧槍角度和排布方式，找到最佳噴吹參數(shù)來達(dá)到加快熔池混勻時(shí)間，提高電弧爐冶煉效率的目的。

根據(jù)水模擬試驗(yàn)結(jié)果，得出130 t電弧爐實(shí)際操作優(yōu)化方案為：氧槍流量24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，排布方式C及角度43°。對(duì)于大型電弧爐多氧槍系統(tǒng)操作提供了可靠的理論依據(jù)，同時(shí)合理的流場(chǎng)縮短了冶煉周期，可以大大降低生產(chǎn)成本，提高企業(yè)經(jīng)濟(jì)效益。但氧槍噴吹參數(shù)對(duì)電弧爐熔池流動(dòng)的攪拌效果還具有一定的提升空間，因?yàn)樗M試驗(yàn)無法考慮到電弧爐中電磁場(chǎng)和熱浮力對(duì)于流場(chǎng)的影響，因此這就需要更復(fù)雜的磁場(chǎng)可控的熱態(tài)水模，來考慮電磁力和熱浮力對(duì)流場(chǎng)的作用效果。

3 結(jié) 論

以水模擬試驗(yàn)結(jié)果為研究基礎(chǔ)，得出130 t大型電弧爐實(shí)際操作優(yōu)化方案：

(1)從混勻時(shí)間結(jié)果分析可得，側(cè)吹氧槍流量和排布方式對(duì)混勻時(shí)間有明顯影響，氧槍角度對(duì)熔池混勻效果影響較小，三個(gè)試驗(yàn)因素對(duì)混勻時(shí)間的影響強(qiáng)度為：噴吹流量>水平布置方式>角度。

(2)通過正交試驗(yàn)方案可得出最佳實(shí)驗(yàn)方案：氧槍流量24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))，排布方式C及角度43°。調(diào)節(jié)氧槍噴吹流量為21 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))和24 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))時(shí)，熔池所需混勻時(shí)間相比于15 m3/h(標(biāo)準(zhǔn))分別縮短了14%和19.6%。

(3)通過對(duì)氧槍不同排布方式下流場(chǎng)的分析可知，當(dāng)氧槍排布方式為C，即氧槍均勻?qū)ΨQ分布時(shí)，熔池已形成大循環(huán)，對(duì)熔池的攪拌效果最佳，排布方式D次之，因此可通過均勻分配氧槍的位置來提高混勻效果。