260吨转炉底吹性能优化的实验研究

陈科晓,庞洪轩,刘广强,郑 冰,5,徐 东

(1.河北普阳钢铁集团,河北省高塑韧性耐磨钢板技术创新中心,河北 邯郸 056305;2.河北普阳钢铁集团,河北省高韧性风塔钢工程研究中心,河北 邯郸 056305;3.河北工程大学,河北省高品质冷镦钢技术创新中心,河北 邯郸 056038;4.介子科技(河北)有限公司,技术中心,河北 邯郸 056038;5.河北工程大学,河北省高校高端紧固件全流程应用技术研发中心,河北 邯郸 056038)

转炉熔池内高温熔体之间传热、传质和化学反应好坏与转炉内熔池流动息息相关。是决定炼钢生产的重要因素[1-2]。冶炼过程是一个高温且复杂环境,涉及到热量、动量传递,以及复杂物理化学反应,加之生产设备繁琐巨大[3-4]。所以通常采用物理实验探究炼钢生产规律和吹炼方法对熔池动力学条件影响[5]。复吹转炉吹炼中熔池搅拌能能量大多来自底吹。气泡由底吹孔吹出后上浮过程中带动周围液体形成环流从而搅拌熔池。底吹位置不同,则流股间的相互作用不同,熔池死区面积不同,因此底吹对熔池搅拌有很大影响,良好的熔池搅拌有利于促进动力学,加快反应进行[6-7]。

转炉大型化是近年国内外炼钢的趋势,研究大型转炉底吹性能,优化底吹对于缩短炼钢时间,提高炼钢效率具有指导意义。汪成义等[8]优化了300吨复吹转炉底吹,结果表明当底枪分布在0.63D(D为炉底直径)的同心圆上时,对熔池搅拌效果最佳。Wu Wen-jie等[9]通过数值模拟计算了210吨转炉熔池内部流场,发现底部喷嘴位于0.55D时钢液动力学条件最佳。Singh等[10]研究了不同底枪排布对熔池混匀时间的影响,认为0.5D是底吹供气原件的最佳位置。张燕超[11]等采用物理模拟与数值模拟相结合的方法分析了300吨转炉底吹方案,发现底枪分布位置由0.3D到0.5D,转炉近壁面处钢液的流动效果得到明显改善。

本文在前人工作的基础上,提出底吹孔的布置方式,通过物理模拟考察底吹孔距离、角度等对混匀时间的影响,为炼钢工艺优化提供参考依据。

1.1 实验装置与仪器

实验流程图如图1所示,主要设备包括:空气压缩机、稳压储气罐、压缩空气精密过滤器、压力表、流量计和分流阀、一个相似比为1:7的转炉模型、电导率仪和数据采集计算机等。实验操作包括打开空气压缩机将气体输送到储气罐,气体从储罐中出来后,进入分流阀以分离气体。流量由流量计调节,然后从底部吹送部件吹送到熔池中,由熔池中的电导率仪测量的电信号被传输到计算机进行输出。

图1 实验装置流程图

1.2 实验参数确定

针对国内某钢厂260吨顶底复吹转炉,确定模型与原型的几何相似比为1:7,即将原型按照7:1比例缩小。表1为转炉原型与模型的主要参数。

表1 转炉原型与模型的主要参数

根据相似性准则,在保证原型和模型的弗鲁德准则数(Fr)相等的情况下,认为原型和模型满足动态相似性。根据现场底吹流量计算出四种底吹流量,并用空气代替熔炼过程中实际吹出的氩气。模型和原型之间的流速转换如表2所示。

表2 模型及原型的底吹流量

1.3 混匀时间测定

混匀时间是衡量转炉熔池搅拌的一个重要参数,混匀时间越短,搅拌效果越好。在物理模拟中,通常使用示踪剂(饱和氯化钾)和仪器化学来分析熔池的电导率变化并计算混合时间。电导率探头固定在转炉的一侧。引入气体后,等待流场稳定,迅速将事先调节好的饱和氯化钾溶液倒入转炉浴中,并开始记录混合时间。

实验电导率可以根据测量数据实时绘制。加入饱和KCl后,电导率曲线迅速增加,然后逐渐变平。校准开始稳定的时间是混合时间。图2显示了电导率曲线波动的示意图。为了减少误差,在每种操作条件下进行三次测量,并取平均值作为混合时间。

图2 物理实验电导率波动曲线

1.4 底吹方案布置

在设计底吹布置时,考虑顶部喷枪气流的冲击区域,避免底吹气泡和顶部喷枪气流之间的碰撞,从而造成能量损失。本文设计6种底吹布置方案,具体如图3所示的。底吹元件非对称集中布置在0.4D和0.5D、0.6D和0.7D(D为转炉圆周直径)上,由于同一圆周直径上的两个相邻底吹元件距离很近。方案中内侧底吹孔布置在0.4D上不变,外侧底吹孔分别布置在0.5D、0.6D、0.7D上。结合现场实际,取A组实验两底吹孔夹角为15°,B组实验夹角为30°。通过变换底吹流量考察外侧底吹孔距离、底吹孔之间角度以及底吹流量的改变对混匀时间的影响规律。具体布置如图3所示。

图3 六种底吹布置方案

根据设计的6种不同的底吹元件不对称集中布置方案,在纯底吹送风模式下,在不同底吹流量、不同底吹孔角度和距离、共24种工况下进行物理模拟实验。通过测量混匀时间,分析底吹流速、底吹孔间距和角度的变化对熔池搅拌的影响,选择最佳的底吹布置。

2.1 底吹气体流量对混匀时间的影响

图4示出了6种布置方式下混匀时间随流量变化关系,可以发现,底吹气流量在240 Nm3/h～960 Nm3/h内,随着转炉底吹气体流量的增加,6种布置方式下的混匀时间整体出现降低趋势。这与前人研究结果一致。在总流量为960 Nm3/h时熔池混匀时间达到最小,与总流量240 Nm3/h时相比,底吹布置方式A1、A2、A3、B1、B2、B3下的混匀时间分别减少了24 s、18 s、32 s、23 s、31 s、30 s。分析原因在于气体通过底吹喷嘴形成气泡吹入转炉熔池中,气泡在上升过程中形成底吹流股,底吹流股带动周围的液体运动形成环流搅拌熔池,底吹气体所携带的动能用于生成气泡流股并带动钢液搅拌,随着底吹流量的不断增加,气体进入底吹元件后携带的能量增多,钢液环流速度变大,增强了对熔池搅拌能力,因此转炉熔池的混匀时间整体降低。

图4 不同流量下各排布方式的混匀时间

2.2 底吹孔角度对混匀时间的影响

底吹气泡从底吹喷嘴喷出后,每条底吹流将形成一个搅拌区,底吹流在搅拌区内驱动附近的钢液流动,搅拌转炉熔池。实验发现,底吹孔中两个底吹元件形成的底吹气泡在上升过程中能很好地融合。两个连续的气泡可以看作是熔池中较大的底部吹风流。与单个底吹元件相比,底吹孔形成的底吹流具有更大的工作面积,可以驱动更多的钢流,增加循环,促进熔池的搅拌。同时,底部吹孔的不同位置对熔池的混匀时间也有显著影响。

图5示出了外侧底吹孔位置相同时,不同角度对熔池混匀时间的影响。可以发现,在不同流量或外侧底吹孔距离下,A组布置方案的混匀时间都比B组布置方案要短。分析原因在于15°布置方案下,底吹孔之间距离近,形成的搅拌区域可以很好的融合,提高了能量利用率,促进熔池大环流生成。而在30°时,底吹孔之间的距离变大,在底吹流股上升过程中,底吹孔之间会形成新的搅拌区,由于角度大,搅拌区之间会发生碰撞不能很好的融合,导致一部分能量损失,从而降低了熔池的能量利用率造成混匀时间的增加。而且从图中还可以看出在外侧底吹孔位于0.5D时,角度的变化对混匀时间的影响不大,外侧底吹孔位于0.6D时,角度的变化对混匀时间的影响最为明显。

(a)外侧底吹孔0.5D (b)外侧底吹孔0.6D (c)外侧底吹孔0.7D图5 底吹孔角度变化的混匀时间示意图

2.3 底吹孔距离对混匀时间的影响

图6示出了不同流量下,B组布置方式的混匀时间变化。图中横坐标为外侧底吹孔位置,纵坐标为熔池混匀时间。从B组布置方案中可以发现,4种流量下,B组布置方式的混匀时间随外侧底吹孔距离的增加均呈现逐渐增加的趋势。并且在240 Nm3/h流量下变化尤为明显,该流量下B1、B2、B3的混匀时间分别为71 s、82 s、84 s,即B1布置方式熔池的混匀效果最好,B3布置方式熔池的混匀效果最差。这是因为随着外侧底吹孔距离的增加,底吹孔之间各搅拌区的融合效果变差,不利于熔池的整体循环。

图6 不同流量下B组布置方式混匀时间示意图

图7显示了A组排列在不同流速下的混合时间变化。可以观察到,在四种流速下,A组排列的混合时间并没有随着外底吹孔距离的增加而呈现出逐渐增加的趋势,而是呈现出先减少后增加的趋势。底吹流量为240 Nm3/h时,A1、A2、A3的混匀时间分别为69 s、58 s、75 s。A2布置方式比A1和A3布置方式分别缩短了11 s和17 s。

图7 不同流量下A组布置方式混匀时间示意图

在A1布局下,当4个底枪的底吹气流作用在熔池表面时,由于底吹孔之间非常接近,在到达熔池表面后出现两个沿耳轴对称的大气流。尽管两股大气流在熔池表面的作用面积很大,但底部吹孔形成的搅拌区域局部剧烈碰撞,导致底部吹流搅拌熔池的能量显著损失,这导致混合时间增加。

对于A2的布置,底部吹孔之间的距离适中,并且每个搅拌区集中在炉底的不同位置,这加强了熔池中的搅拌,更有利于熔池的混合。因此,混合时间最短。对于A3的布置,在实验中观察到,在从底部吹送元件吹出之后,外部底部吹送孔中的底部吹送气泡几乎靠着炉壁上升。由于离炉壁太近,气泡到达熔池表面后产生的横向流动不断与炉壁碰撞,导致用于搅拌转炉壁上熔池的能量显著损失,导致熔池混合时间更长。

综上,底部吹孔之间夹角为15°的A组混匀时间通常优于底部吹孔间夹角为30°的B组。在A组的三种布置中,外底喷孔位于0.6D的A2布置混合时间最短,更有利于整个熔池的混合。

(1)纯底吹模式下,随着底吹流量增加,6种布置方式的混匀时间整体出现降低趋势。

(2)随着外侧底吹孔距离的增加,底吹孔间15°布置在0.4-0.7D的混匀时间先降低后升高,而底吹孔间30°布置在(0.4～0.7)D的混匀时间则表现为持续升高。

(3)A组熔池的混合效果整体好于B组,同时A组外侧底吹孔布置在0.6D时熔池混匀时间最短,对熔池搅拌效果最好。

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